wymiana ciepla w procesach kucia swobodnego...

AKADEMIA GÓRNICZO-HUTNICZA

IM. STANISŁAWA STASZICA W KRAKOWIE

WYDZIAŁ INŻYNIERII METALI I INFORMATYKI PRZEMYSŁOWEJ

PRACA DOKTORSKA

mgr inż. Beata Hadała

WYMIANA CIEPŁA W PROCESACH

KUCIA SWOBODNEGO ODKUWEK

Promotor

Prof. dr hab. inż. Zbigniew Malinowski

Kraków 2007

1

SPIS TREŚCI

1. WSTĘP.......................................................................................................................5

2. PRZEGLĄD LITERATURY ....................................................................................6

2.1. WYMIANA CIEPŁA NA POWIERZCHNI STYKU ODKUWKI Z KOWADŁAMI .............................6

2.2. ZAGADNIENIE ZGORZELINY.............................................................................................................10

2.3. OPIS PROCESU WYDŁUŻANIA SWOBODNEGO .............................................................................14

3. TEZA I CEL PRACY..............................................................................................17

4. MODEL NUMERYCZNY ......................................................................................19

5. WARUNKI BRZEGOWE.......................................................................................23

6. OPIS MODYFIKACJI PROGRAMU ....................................................................28

6.1. WPROWADZANIE WARUNKÓW BRZEGOWYCH...........................................................................28

6.2. WIZUALIZACJA DANYCH I WYNIKÓW OBLICZEŃ ......................................................................29

7. WŁASNOŚCI TERMOFIZYCZNE .......................................................................35

8. OBLICZENIA SYMULACYJNE METODĄ ELEMENTÓW SKOŃCZONYCH......................................................................................................37

8.1. METODYKA OBLICZEŃ.......................................................................................................................37

8.1.1. POMIARY KAMERĄ TERMOWIZYJNĄ .............................................................................................40

8.2. WPŁYW ZGORZELINY NA TEMPERATURĘ ODKUWKI................................................................43

8.2.1. PRZYROST ZGORZELINY WTÓRNEJ ...............................................................................................71

8.3. WSPÓŁCZYNNIK WYMIANY CIEPŁA W CZASIE OPERACJI WYDŁUŻANIA SWOBODNEGO......................................................................................................................................72

8.4. ZMIANA POWIERZCHNI STYKU ODKUWKI Z KOWADŁEM .......................................................75

8.5. WZROST TEMPERATURY W WYNIKU ODKSZTAŁCENIA PLASTYCZNEGO...........................80

9. WNIOSKI ................................................................................................................83

10. LITERATURA.........................................................................................................86

11. SPIS RYSUNKÓW ..................................................................................................92

12. SPIS TABEL ............................................................................................................97

2

WYKAZ OZNACZEŃ

SYMBOL WIELKOŚĆ FIZYCZNA JEDNOSTKA

C zawartość węgla w stali %

Cij macierz pojemności cieplnej -

cp ciepło właściwe kgK

J

D wyznacznik macierzy przekształcenia elementu -

d1 średnica początkowa m

d2 średnica końcowa m

e intensywność odkształceń logarytmicznych -

Gi wektor obciążenia cieplnego -

h długość początkowa odkuwki m

Kij macierz przewodności cieplnej -

L energia odkształcenia J

n współczynnik -

Ni, Nj liniowe funkcje kształtu -

vq& prędkość generowania ciepła w elemencie 3m

W

Se powierzchnia elementu m2

T temperatura materiału K

Ta temperatura otoczenia K

Ts temperatura atmosfery pieca K

Ta temperatura otoczenia K

Tj wektor temperatur węzłowych -

Tw temperatura powierzchni wsadu K

T& j pochodne temperatur węzłowych względem czasu -

wk współczynnik -

wp współczynnik -

V objętość spęczanego wlewka m3

v prędkość ruchu spalin w piecu s

m

3

α współczynnik wymiany ciepła Km

W2

αk kąt wycięcia kowadła °

α1

współczynnik wymiany ciepła pomiędzy materiałem a

powietrzem Km

W2

α2 współczynnik wymiany ciepła podczas dogrzewania w piecu Km

W2

α3

współczynnik wymiany ciepła pomiędzy materiałem a

kowadłem Km

W2

α4

współczynnik wymiany ciepła dla operacji kucia

wykonywanych pod wysokim ciśnieniem Km

W2

∆m przyrost zgorzeliny wtórnej 2cm

mg

∆tdef przyrost temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego ºC

∆τ przyrost czasu s

ε gniot %

εg współczynnik emisji spalin -

εm współczynnik emisji wsadu -

εw wypadkowy współczynnik emisji -

εεεε& intensywność prędkości odkształcenia s-1

λ, λ1, λ2 współczynnik przewodności cieplnej mK

W

λzg współczynnik przewodności cieplnej zgorzeliny mK

W

µ współczynnik tarcia -

ξ1, ξ2, ξ3 współrzędne lokalne m

ρ gęstość 3m

kg

σp naprężenie uplastyczniające MPa

σo współczynnik -

τ czas s

τn czas pojedynczego nacisku prasy s

τp czas jałowego ruchu kowadeł s

4

τs czas styku materiału z kowadłami s

τ1 czas początku procesu h

τ2 czas końca procesu h

υ gęstość strumienia masy przyrostu zgorzeliny )( 2hcm

mg

Φ norma błędu -

5

1. WSTĘP

W przeróbce plastycznej na gorąco odpowiednia temperatura procesu odgrywa istotną rolę

technologiczną. Ma ona znaczenie nie tylko techniczne, ale też i ekonomiczne. Znajomość

pola temperatury wlewka podczas kolejnych operacji wydłużania pozwala na skrócenie

czasów dogrzewania, a tym samym czasu operacji kucia. Umożliwia to istotne obniżenie

kosztów wytwarzania odkuwek.

Modelując proces wydłużania swobodnego wlewka należy uwzględnić jednoczesne

występowanie zjawisk termomechanicznych, takich jak:

- generowanie ciepła w wyniku plastycznego odkształcenia,

- odprowadzanie ciepła poprzez styk z narzędziem,

- chłodzenie powierzchni swobodnych w powietrzu.

Zjawiska te mają istotny wpływ na temperaturę materiału. Wymiana ciepła jest procesem

bardzo skomplikowany ze względu na dużą liczbę czynników wpływających na jej przebieg

[34] oraz ze względu na brak dokładnych metod analitycznych służących do określania

podstawowych parametrów procesu.

Rozwój metod numerycznych umożliwił modelowanie pola temperatury w procesie

przeróbki plastycznej materiałów na gorąco. Był on podejmowany przez wielu autorów

[31][35][41][44][68][75]. Jednak w większości prac można spotkać się z problemem

prawidłowego określenia warunku brzegowego na styku odkuwki z narzędziem. W opisie

teoretycznym tego warunku nie uwzględniono dotychczas problemu zmiennej w czasie

grubości zgorzeliny oraz wielkości pola powierzchni styku odkuwki z kowadłem. W procesie

wydłużania występuje także generowanie ciepła w wyniku plastycznego odkształcenia.

Uwzględnienie tych czynników w obliczeniach pola temperatury pozwoli na dokładniejszą

analizę teoretyczną procesu wydłużania.

6

2. PRZEGLĄD LITERATURY

2.1. WYMIANA CIEPŁA NA POWIERZCHNI STYKU ODKUWKI

Z KOWADŁAMI

W modelowaniu pola temperatury w czasie odkształcenia najwięcej trudności stwarza

prawidłowy dobór współczynnika wymiany ciepła przez powierzchnię styku odkształcanego

metalu z kowadłem [61][63][65]. Wymiana ciepła zależy od obecności zgorzeliny i wielkości

pola powierzchni styku odkuwki z kowadłem [4][18]. Wpływ na współczynnik wymiany

ciepła ma także stopień odkształcenia, temperatura i stan powierzchni kowadeł.

Wartość współczynnika wymiany ciepła α stosowana przez różnych autorów podczas

symulacji procesów kształtowania na gorąco zmienia się w dużym zakresie od 4 000 do

40 000 W/m2K. W wielu pracach współczynnik wymiany ciepła otrzymano przez

dopasowanie obliczonego pola temperatury do danych eksperymentalnych

[17][33][49][66][68]. Współczynnik wymiany ciepła wyznaczony przez Semiatina

i współpracowników [72] w procesie spęczania pierścienia z zastosowaniem w czasie

eksperymentów smarów: grafitu i wody wynosił 7 500 W/m2K podczas prób z małymi

prędkościami spęczania i 1 700 W/m2K podczas prób z dużymi prędkościami spęczania. Dla

prób z zastosowaniem innych smarów wielkości współczynnika wymiany ciepła wynosiły

odpowiednio: 7 500 – 10 000 W/m2K podczas prób z małymi prędkościami spęczania i 1 500

– 20 000 W/m2K podczas prób z dużymi prędkościami spęczania. W badaniach dwóch

dociskanych do siebie kowadeł zmierzone wartości współczynnika wymiany ciepła wynoszą

od 4 000 do 7 500 W/m2K w zależności od siły nacisku. Opierając się na tych badaniach

Sadok i inni [69] wykonali badania doświadczalne i obliczenia numeryczne dla stali spęczanej

z małymi prędkościami, przyjmując w pracy wartość współczynnika wymiany ciepła równą

7 500 W/m2K. Dla próby przeprowadzonej z „przekładką izolującą” w formie

dwumilimetrowej warstwy papieru odizolowującej powierzchnie czołowe próbek od płyt

ściskających, uzyskali α o wartości 2 500 W/m2K. Natomiast wartość współczynnika równa

20 000 W/m2K została zastosowana w pracach [62][68] podczas badań w procesie ściskania

w płaskim stanie odkształcenia. Dadras i Wells [7] rozważając spęczanie ustalili, że

współczynnik wymiany ciepła waha się pomiędzy 10 700 W/m2K a 41 700 W/m2K. W pracy

[35] podczas modelowania pola temperatury w procesie kucia swobodnego za pomocą

pakietu Comp_axi przyjmowano dla powierzchni styku z narzędziem wartości współczynnika

7

wymiany ciepła z przedziału α = 4 800 - 10 000 W/m2K, stosownie do analizowanych

warunków. Natomiast w pracy [31] dla tego samego procesu przyjmowano α = 4 800 - 7 000

W/m2K. W pracy [38] przeprowadzono symulację komputerową kucia swobodnego,

wykonaną za pomocą programu ADINA System. W obliczeniach wymiany ciepła pomiędzy

ciałami będącymi w kontakcie, przyjęto wartość współczynnika wymiany ciepła równą 2 100

W/m2K. Podobną wartość zastosowano w pracy [39].

Autorzy badań dotyczących wpływu ciśnienia na współczynnik α ustalili, że wzrost

współczynnika α następuje wraz z wzrastającym ciśnieniem [5][14]. Z badań Semiatina [72]

wynika, że współczynnik wymiany ciepła mocno zależy od nacisku. Wraz ze wzrostem

prędkości spęczania zwiększa się współczynnik wymiany ciepła. Jednakże w zakresie

nacisków stosowanych w procesie przeróbki plastycznej metali α pozostaje stałe i dla małych

prędkości jest równe 7 500 W/m2K. Badania prowadzone przez Jain [21] wskazują, że taki

parametr jak nacisk metalu na kowadło znacząco wpływa na wartość współczynnika wymiany

ciepła.

Wykonane doświadczenia wpływu zgorzeliny na współczynnik wymiany ciepła nie dają

jednoznacznych wyników. W pracy [41] zostały wykonane obliczenia numeryczne oraz

badania laboratoryjne kucia na gorąco cylindrów wykonanych ze stali nisko węglowej na

prasie hydraulicznej z różnymi obciążeniami. Próbki nagrzewano w piecu oporowym

z atmosferą i bez atmosfery ochronnej oraz przy różnych temperaturach pieca, w celu

uzyskania zmiennej grubości zgorzeliny. Grubość zgorzeliny została zmierzona z odprysków

pobranych podczas deformacji. Dla wykonanych obliczeń i pomiarów temperatury ustalono,

że dla grubości zgorzeliny 280µm i odkształcenia względnego 16,2% wartość współczynnika

wymiany ciepła wynosi 32 000 W/m2K. Dokonano także pomiarów dla innych grubości

zgorzeliny. Stwierdzono, że spójność zgorzeliny podczas odkształcenia w czasie kucia

pozostaje taka sama, a wartość współczynnika przejmowania ciepła jest zwykle niska.

Wartość α zależy od nacisku, kiedy zgorzelina jest cienka. Nacisk ma niewielki wpływ, kiedy

zgorzelina jest gruba. W pracy Muraty [56] wykonano bezpośrednie pomiary współczynnika

wymiany ciepła w zależności od wpływu zgorzeliny lub smaru. Eksperyment polegał na

dociskaniu do siebie stalowych próbek, w których umieszczono termopary w pewnej

odległości od powierzchni styku. Próbki podgrzewano do temperatury 780°C. Warunki na

powierzchni styku zmieniały się od suchego, nie smarowanego kontaktu do styku ze

zgorzeliną lub bez zgorzeliny oraz ze smarem lub bez smaru. Uzyskane wyniki wartości

współczynnika wymiany ciepła dla powierzchni wolnej od smaru wynoszą odpowiednio:

8

- bez zgorzeliny: od 29 077 do 34 891 W/m2K

- ze zgorzeliną ∼ 10 µm: od 6 978 do 10 467 W/m2K

Powyższe wartości odnoszą się do czasu kontaktu z przedziału od 1 do 3 sekund. Można

zauważyć, że zgorzelina powoduje znaczące zmniejszenie się współczynnika wymiany ciepła

w stosunku do materiałów o czystej powierzchni. Podobną zależność zaobserwowano w pracy

[63] podczas badania wpływu zgorzeliny na wielkość α podczas walcowania. W publikacji

Konovalova [36] także można znaleźć relacje pomiędzy grubością warstwy zgorzeliny a α

w strefie kontaktu. W pracy Pawelskiego [59] został zdefiniowany współczynnik wymiany

ciepła uzależniony od współczynnika przewodzenia ciepła materiału oraz od grubości

warstwy zgorzeliny i od czasu zetknięcia. Ustalono, że dla przeróbki na gorąco stali

narzędziowej podczas powolnych procesów kucia wartość współczynnika wymiany ciepła

waha się od 1 163 W/m2K do 11 630 W/m2K, natomiast dla szybkich procesów walcowania

od 11 630 W/m2K do 116 300 W/m2K. Także John [23] w swoich badaniach zbadał wpływ

różnych czynników na α i stwierdził, że jego wartość jest najsilniej zależna od stanu

powierzchni.

Autorzy pracy [72] stosując smar w teście spęczania na ciepło pierścieni aluminiowych

zauważyli tylko nieznaczny wpływ smaru na wartość współczynnika wymiany ciepła.

Jednakże już w pracy [56] i [21] wykazano silną jego zależność od tego parametru.

Wartość współczynnika α zależy także od wielkości pola powierzchni styku odkuwki

z kowadłem. Jednak w pracy Kukuryka [33] nie stwierdzono prawidłowości, które

pozwoliłyby uzależnić współczynnik α od wartości gniotu lub geometrii próbki. Lenard [40]

na podstawie przeprowadzonych badań stwierdził, że w rzeczywistości obecność na

powierzchni smaru lub zgorzeliny ma dużo większy wpływ na współczynnik wymiany ciepła

niż inne parametry procesu takie jak stopień odkształcenia, temperatura, prędkość oraz stan

powierzchni.

Analizując wpływ temperatury narzędzia na wartość współczynnika wymiany ciepła

można zauważyć, że w rzeczywistości temperatura ta jest zmienna w czasie odkształcenia

i odgrywa ona dużą role podczas prób wyznaczania α. W pracy [68] prowadzono obliczenia

numeryczne procesu spęczania stalowych próbek na ciepło w chłodnych kowadłach.

Ustalono, że wartość współczynnika α = 4 800 W/m2K pozwala uzyskać zadowalające wyniki

w porównaniu z pomiarami, pomimo nie wzięcia pod uwagę zmiennej temperatury kowadła

podczas spęczania. Ale już w pracy [64] można znaleźć opis porównania współczynnika α

określonego dla stałej i zmiennej temperatury narzędzia. I tak, przy założeniu stałej

9

temperatury walców wynoszącej 40ºC, podczas walcowania stali na gorąco α wynosi 4 800

W/m2K. Natomiast dla temperatury walców równej 20ºC dla walcowania na ciepło lub zimno

aluminium α wynosi 20 000 W/m2K. Niższa wartość współczynnika α dla stali walcowanej na

gorąco wynikała z obecności zgorzeliny podczas eksperymentów laboratoryjnych. Jednak

obliczenia metodą elementów skończonych wykazały, że temperatura rolek może wzrosnąć

do 400ºC, co doprowadziło do zmniejszenia różnicy temperatur pomiędzy próbką a rolkami.

W rezultacie, dla tych samych eksperymentów uwzględniających wzrost temperatury rolek,

współczynnik wymiany ciepła wynosił odpowiednio 13 000 W/m2K dla stali walcowanej na

gorąco i 30 000 W/m2K dla aluminium walcowanego na ciepło lub zimno.

W pracy [11] jako współczynnik przejmowania ciepła zadano odwrotną wartość

współczynnika oporu cieplnego pośredniej warstwy zgorzeliny lub smaru technologicznego

a wyliczona wartość α za pomocą tej metody wynosiła 17 000 W/m2K. Wartość ta została

zastosowana w modelowaniu numerycznym osiowo-symetrycznego spęczania na gorąco

stopu tytanowego.

10

2.2. ZAGADNIENIE ZGORZELINY

Zgorzelina powstaje na skutek reakcji utleniania stali. Przez utlenianie stali rozumieć

należy wzajemne reagowanie tlenu lub gazów utleniających: (CO2, H2O, spaliny) z żelazem

i innymi pierwiastkami [53]. Proces utleniania żelaza zachodzi na drodze dwukierunkowej

dyfuzji: tlenu do wewnętrznej powierzchni warstwy zgorzeliny oraz żelaza ku jej zewnętrznej

powierzchni [13][55]. Zgorzelina składa się przeważnie z trzech rodzajów tlenków żelaza:

z wistytu FeO, magnetytu Fe3O4 oraz z hematytu Fe2O3. Powyżej temperatury 570°C

intensywność wzrostu tlenków Fe3O4, Fe2O3 nie ma dużego znaczenia. W zakresie temperatur

stosowanych w przeróbce plastycznej utleniona warstwa zgorzeliny składa się zasadniczo

z FeO z cienką warstwą Fe3O4 i Fe2O3 [6][42].

W przeróbce plastycznej stali obecność zgorzeliny stanowi istotny problem. Tworzy się

ona zarówno podczas nagrzewania wsadu przed przeróbką jak i podczas przeróbki

plastycznej. Powoduje to duże straty materiałowe i energetyczne jak i trudności

w eksploatacji urządzeń. Zgorzelina ma także wpływ na szybkość chłodzenia obrabianego

przedmiotu w zależności od jej przyrostu na powierzchni jak i przyczepności do podłoża

metalicznego.

Na zjawisko przyczepności zgorzeliny do podłoża składają się dwa czynniki: adhezja

właściwa i przyczepność mechaniczna do podłoża. Adhezja właściwa jest związana

z oddziaływaniem sił międzycząsteczkowych. Przyczepność mechaniczna zgorzeliny jest

wynikiem występowania nierówności na powierzchni podłoża, które sczepiają zgorzelinę

z podłożem [54][70]. Przyczepność zależy także od temperatury, technologii procesu

nagrzewania [29] oraz składu chemicznego podłoża [27]. Naprężenia wywołane w zgorzelinie

zmianami temperatury prowadzą do jej zniszczenia poprzez pękanie i odwarstwienie się od

podłoża. Stopień zniszczenia zależy od różnicy temperatury, szybkości zmian temperatury

oraz częstości cykli nagrzewania i chłodzenia. Samo pojawienie się pęknięć w zgorzelinie nie

jest przyczyną zmiany przyczepności do podłoża. Wśród kadry inżynierskiej istnieje

przekonanie, że tylko bardzo grube warstwy zgorzeliny słabo przylegają do podłoża

stalowego[29].

Odpryśnięcie warstwy tlenków może zachodzić podczas odkształcenia plastycznego.

Podczas przeginania powierzchni w wielu płaszczyznach można usunąć 98% warstwy

tlenków z całej powierzchni [24]. W procesie walcowania stosowanie hydraulicznych

zbijaczy zgorzeliny o bardzo wysokim ciśnieniu bardzo często nie gwarantuje uzyskania

11

czystej powierzchni. Całkowite usunięcie zgorzeliny ma miejsce tylko w wypadku

zastosowania metod mechanicznych lub chemicznych.

Przyrost zgorzeliny nie jest stały, zależy od temperatury [19][29], czasu utleniania [42]

oraz od gatunku stali. Poniżej temperatury 800°C występują bardzo małe straty stali

spowodowane zgorzeliną [19]. W porównaniu do nagrzewnia czas dostępny dla wytworzenia

zgorzeliny wtórnej powoduje, że jej grubość jest znacznie mniejsza niż zgorzeliny pierwotnej

[6][24].

Dla temperatur powyżej 400°C ogólnie przyjmuje się, że proces utleniania żelaza

w powietrzu zachodzi zgodnie z prawem parabolicznym [6]. Na taki przebieg wskazują

również wyniki badań cytowanych w pracy [26].

W pracy [83] przyrost masy żelaza w powietrzu w zakresie temperatur od 380°C do

1034°C, opisywany jest wzorem:

⋅⋅⋅⋅−−−−====

RTz

71048,7exp45,5 ττττ (1)

Natomiast dla utleniania żelaza w atmosferze powietrza, w przedziale temperatur od 600°C

do 1150°C, stosowana jest następująca zależność:

−−−−====

Tz

9000exp15,8 ττττ (2)

a dla temperatury 1260°C

ττττ001,02 ====z (3)

Zbliżone zależności można również znaleźć w publikacjach innych autorów [6][36][67][79].

Znane są też inne zależności straty stali od czasu. Autorzy pracy [30] stwierdzają liniową

zależność przyrostu masy zgorzeliny od czasu, na początku procesu utleniania, a w miarę

upływu czasu przejście do zależności parabolicznej (rys. 1).

W pracy [58] badano przyrost masy zgorzeliny w czasie operacji nagrzewania i chłodzenia

w powietrzu stali 30HGSA w zależności od czasu i temperatury chłodzenia. Uzyskane

krzywe utleniania przedstawione są na rysunku 2, natomiast prędkość wzrostu zgorzeliny na

rysunku 3. Zaobserwowano gwałtowne załamanie się krzywych w początkowej fazie

chłodzenia oraz bardzo wolny wzrost po upływie 8 – 10 minut od rozpoczęcia chłodzenia.

Wzrost zgorzeliny w czasie cyklu nagrzewanie – chłodzenie ∆M składa się z ∆m1 - wzrost

wagi przy nagrzewaniu i ∆m2 - wzrost wagi przy chłodzeniu. Wzrost masy ∆m2 przy

chłodzeniu stali opisano równaniem:

12

∫∫∫∫====∆∆∆∆2

1

),(2

ττττ

ττττ

ττττττττυυυυ dtm (4)

gdzie:

υ – prędkość wzrostu masy, mg/(cm2h)

τ1 i τ2 – czas początku i końca procesu, h

t – temperatura, ºC

Rys.1. Przebieg utleniania żelaza w atmosferze o zawartości 2% O2 i 98% N2 [30]

13

Rys.2. Przyrost masy zgorzeliny dla stali 30HGSA w zależności od czasu, przy utlenianiu w produktach

spalania naturalnego gazu w temperaturze 1200ºC i chłodzeniu w atmosferze powietrza ∆M (1 - 7) oraz utlenianiem w atmosferze powietrza ∆m1 (8 - 12): 1- n = 1,3; 2 – n = 1,1; 3 – n = 0,9; 4 – n = 0,8; 5 – n = 0,7; 6 – n = 0,55; 7 – n = 0,45; 8 – t = 1200ºC; 9 - t = 1100ºC; 10 - t = 1000ºC; 11 - t = 900ºC; 12 - t = 800ºC; 13 – zmiana temperatury próbki w procesie nagrzewania i ochłodzenia [58]

Rys.3. Prędkość wzrostu zgorzeliny dla stali 30HGSA, przy utlenianiu w atmosferze powietrza

w warunkach izotermicznych (1-5), przy chłodzeniu od temperatury 1200ºC (6) i przy eksperymentalnym obniżeniu temperatury ochładzającej się próbki stali (7) w zależności od czasu: 1 – t = 1200ºC; 2 – t = 1100ºC; 3 – t = 1000ºC; 4 – t = 900ºC; 5 – t = 800ºC [58]

14

2.3. OPIS PROCESU WYDŁUŻANIA SWOBODNEGO

Kucie swobodne polega na odkształceniu stali między narzędziami umożliwiającymi

płynięcie w kilku kierunkach [37][76]. Stosuje się je przy małych seriach lub przy

wykonywaniu odkuwek ciężkich. Ze względu na różnorodność wykonywanych odkuwek,

kucie swobodne jest procesem, który bazuje na doświadczeniach praktycznych. Cechuje go

brak ścisłych metod sterowania, co w znaczniej mierze utrudnia dokładny opis

poszczególnych etapów.

Proces technologiczny kucia swobodnego polega na wzajemnym łączeniu w ciąg

technologiczny podstawowych operacji kuźniczych, do których zalicza się: spęczanie,

wydłużanie, przebijanie, gięcie, przecinanie, skręcanie.

a)

b)

Rys.4. Wydłużanie [3]: a – schemat operacji, b - parametry geometryczne kowadeł, gdzie: Lk – szerokość całkowita kowadła, Hw – wysokość wykroju kowadła, Bw – szerokość wykroju kowadła, R0 – promień materiału wejściowego, αk – kąt rozwarcia powierzchni roboczej kowadła, Bk - długość kowadła, rk - promień zaokrąglenia krawędzi kowadła, lp – posuw bezwzględny, h0, h – wysokość początkowa i końcowa wydłużanego materiału

Wydłużanie (rysunek 4a) jest to operacja, w której następuje wydłużenie przedmiotu

w kierunku jego osi, kosztem zmniejszenia przekroju prostopadłego do tej osi [25].

W zależności od rodzaju wykonywanej operacji używa się różnych rodzajów kowadeł

(rysunek 5), które mogą też różnić się parametrami geometrycznymi (rysunek 4b). W procesie

wydłużania najczęściej stosuje się kowadła płaskie, kombinowane i kształtowe [77]. Kowadła

płaskie najczęściej używa się, gdy chcemy uzyskać materiał o przekroju kwadratowym lub we

15

wstępnej fazie wydłużania wlewków, gdy chcemy uzyskać okrągły kształt. Materiały okrągłe

i wielokątne najkorzystniej jest wydłużać w kowadłach kształtowych lub kombinowanych

[32]. Przez dobór odpowiedniego kowadła i wielkości użytego gniotu uzyskuje się różne

wielkości pola powierzchni styku materiału z kowadłem.

W czasie kucia na gorąco kowadła nagrzewają się do 300°C, a przy powierzchni do 600 –

700°C [71][76]. Najczęściej używanym materiałem na kowadła jest stal stopowa WNL. Ze

względu na duże obciążenia cieplne i mechaniczne na części roboczej kowadła pojawiają się

wady w postaci pęknięć termicznych, narostów na wykrojach kowadeł od materiału

przekuwanego, ubytki fragmentu narzędzia itp. Wady powstałe w czasie eksploatacji usuwa

się poprzez pokrycie powierzchni roboczej specjalnymi materiałami podwyższającymi

trwałość kowadła.

16

a)

b)

c)

d)

e)

f)

Rys.5. Kształt kowadeł: a – płaskie, b – radialne z promieniem zaokrąglenia powierzchni roboczej ααααk=120°°°°, c – kombinowane z kątem rozwarcia powierzchni roboczej ααααk=120°°°°, d – kombinowane z kątem rozwarcia powierzchni roboczej ααααk=90°°°°, e – kowadła rombowe z kątem rozwarcia powierzchni roboczej ααααk=120°°°°, f – kowadła rombowe z kątem rozwarcia powierzchni roboczej ααααk=90°°°°[3]

17

3. TEZA I CEL PRACY

Modelowanie numeryczne procesu wydłużania odkuwek wymaga ustalenia współczynnika

wymiany ciepła na powierzchni styku kowadła z wydłużanym materiałem, który ma istotny

wpływ na pole temperatury odkuwek. Określenie poprawnej wartości współczynnika

wymiany ciepła wymaga wzięcia pod uwagę istotnych czynników mających wpływ na

wymianę ciepła.

Stosując metodę porównawczą danych eksperymentalnych z wynikami obliczeń

numerycznych można wyznaczyć warunki brzegowe na styku kowadło-odkuwka.

Celem pracy jest określenie warunków brzegowych wymiany ciepła w strefie styku

kowadeł z wlewkiem podczas operacji wydłużania swobodnego dużych wlewków oraz

zbadanie wpływu pola powierzchni styku odkształcanego materiału z kowadłem na zmianę

pola temperatury odkuwki.

Dodatkowo zostanie wykonany interfejs graficzny do autorskiego programu modelującego

proces kucia, do którego w modelu numerycznym zostaną wprowadzone warunki brzegowe

wymiany ciepła.

Dla osiągnięcia celu pracy wykonano:

• badania eksperymentalne w warunkach przemysłowych,

• symulacje komputerowe wydłużania swobodnego wlewków gorących

z uwzględnieniem przyrostu zgorzeliny wtórnej, temperatury odkształcenia

plastycznego oraz następujących parametrów:

- stałej wartości zgorzeliny pierwotnej na powierzchni wlewka,

- zmiennej grubości zgorzeliny pierwotnej na powierzchni wlewka,

• porównanie wyników badań teoretycznych z badaniami eksperymentalnymi,

• analizę wpływu zastosowanych kowadeł na przebieg zmian temperatury powierzchni

wlewka,

• interfejs graficzny, kontrolujący wprowadzanie danych i wyprowadzanie wyników

obliczeń.

Efektem pracy będą opracowane warunki brzegowe wymiany ciepła dla układu wlewek-

kowadło oraz wykazany zostanie wpływ kąta styku kowadła z materiałem na temperaturę

odkuwki. Zrealizowanie powyższego zakresu badań pozwoli ustalić wartość współczynnika

18

wymiany ciepła w warunkach styku narzędzia z odkuwką. Poprawność uzyskanych wyników

zostanie zweryfikowana pomiarami termowizyjnymi prowadzonymi w procesie

przemysłowym.

19

4. MODEL NUMERYCZNY

W ramach niniejszej pracy przyjęto rozwiązanie zagadnienia wymiany ciepła w procesie

wydłużania wlewków bazujące na metodzie elementów skończonych. Opracowane

rozwiązanie umożliwia modelowanie kolejnych operacji wydłużania wlewków, przerw

w procesie kucia oraz dogrzewania odkuwek w piecach komorowych.

Podczas wydłużania wlewków występuje ciągłe obniżanie się temperatury. Ciepło

odkuwki przejmowane jest przez kowadła w miejscu styku oraz przekazywane jest do

otoczenia z powierzchni swobodnych. Jednocześnie następuje generowanie ciepła w wyniku

odkształcenia plastycznego, związanego ze zmianą kształtu odkuwek w czasie procesu.

W celu określenia pola temperatury wsadu rozwiązywano układ równań różniczkowych

cząstkowych:

)()()()()( ττττττττττττττττττττ ijijjij GTCTK ====++++ & (5)

gdzie:

Kij - macierz przewodności cieplnej,

Cij - macierz pojemności cieplnej,

Gi - wektor obciążenia cieplnego,

Tj - wektor temperatur węzłowych,

T& j - pochodna temperatur węzłowych względem czasu,

τ - czas, s

Zakładając liniową zmianę temperatury w czasie ∆τ ∈ (τ, τ +∆τ) oraz stosując schemat

Galerkina do równania (5) [1][12][60] otrzymuje się układ równań:

)()()( ττττττττττττττττ ijij BTA ====∆∆∆∆++++ (6)

umożliwiający wyznaczenie temperatury materiału po czasie ∆τ. W równaniach (6)

oznaczono

)(2

1)(

31

)( ττττττττ

ττττττττ ijijij CKA∆∆∆∆

++++==== (7)

)(65

)(31

)()(61

)(2

1)( ττττττττττττττττττττττττ

ττττττττ iijijiji GGTKCB ++++∆∆∆∆−−−−−−−−

−−−−

∆∆∆∆==== (8)

20

Wektor obciążenia cieplnego Gi oraz macierze pojemności i przewodności cieplnej Cij, Kij

określone są całkami:

∑∑∑∑ ∫∫∫∫∑∑∑∑ ∫∫∫∫ ++++ΩΩΩΩ

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂++++

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂++++

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂====

ΩΩΩΩ

dSNNdx

N

x

N

x

N

x

N

x

N

x

NK ji

S

jijijiij

ee

ααααλλλλ332211

(9)

∑∑∑∑ ∫∫∫∫ΩΩΩΩ

ΩΩΩΩ====e

dNNcC jipij ρρρρ (10)

(((( ))))∑∑∑∑ ∫∫∫∫∑∑∑∑ ∫∫∫∫ −−−−++++ΩΩΩΩ====ΩΩΩΩ

dSqtNdqNG

ee S

aivii αααα& (11)

gdzie:

cp – ciepło właściwe, J/kgK

λ – współczynnik przewodności cieplnej, W/mK

Ni, Nj – liniowe funkcje kształtu

q – strumień ciepła, W/m2

vq& – prędkość generowania ciepła w elemencie, W/m3

Se – powierzchnia elementu, m2

ta – temperatura otoczenia, ºC

α – współczynnik wymiany ciepła, W/m2K

ρ – gęstość, kg/m3

Ωe – objętość elementu

Kształt odkuwki i pole temperatury dyskretyzowane jest za pomocą przestrzennej siatki

elementów ośmiowęzłowych. Dyskretyzacji podlega jedynie ta część materiału, która jest

przekuwana w danej operacji.

Liniowe funkcje kształtu dla elementu ośmiowęzłowego mają postać:

)1)(1)(1(81

332211kkk

kN ξξξξξξξξξξξξξξξξξξξξξξξξ ++++++++++++==== gdzie: k = 1, 2, …, 8 (12)

Pochodne funkcji kształtu oblicza się następująco:

1

11 ξξξξ∂∂∂∂

∂∂∂∂====

∂∂∂∂

∂∂∂∂ −−−− k

k

k NJ

x

N (13)

2

12 ξξξξ∂∂∂∂

∂∂∂∂====

∂∂∂∂

∂∂∂∂ −−−− k

k

k NJ

y

N (14)

3

13 ξξξξ∂∂∂∂

∂∂∂∂====

∂∂∂∂

∂∂∂∂ −−−− kk

k NJ

z

N (15)

21

Wyznacznik macierzy przekształcenia elementu ma postać:

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

∂∂∂∂

========

321

321

321

detdet

ξξξξξξξξξξξξ



zzz

yyy

xxx

JD ij (16)

Układ równań liniowych (6) jest rozwiązywany metodą gradientów sprzężonych [45][47],

ze względu na wielką liczbę równań w przypadku problemów trójwymiarowych. Zasada

rozwiązania sprowadza się do minimalizacji normy błędu:

(((( ))))[[[[ ]]]]∑∑∑∑====

−−−−∆∆∆∆++++====ΦΦΦΦnw

i

ijij BTA1

2)()( ττττττττττττττττ (17)

Pochodne normy błędu Φ względem temperatur węzłowych określone są równaniami:

(((( ))))[[[[ ]]]] )()()(21

ττττττττττττττττττττ ij

nw

i

ijij

j

ABTAT

∑∑∑∑====

−−−−∆∆∆∆++++====∂∂∂∂

ΦΦΦΦ∂∂∂∂ (18)

Układ równań (6) uważany jest za rozwiązany w przypadku, gdy norma błędu Φ jest mniejsza

od zadanej dokładności rozwiązania.

W przypadku chłodzenia w powietrzu i dogrzewania w piecu nie występuje istotna zmiana

kształtu materiału i obliczenia prowadzone są dla stałych wartości współrzędnych węzłów

elementów. Zmieniane są natomiast warunki brzegowe wymiany ciepła. Natomiast dla

operacji wydłużania swobodnego zmiana kształtu kutego materiału jest uwzględniana poprzez

transformację liniową współrzędnych węzłów elementów od początkowej do końcowej

geometrii odkuwki. Przykład siatki elementów w płaszczyźnie x1 – x2 przekroju

poprzecznego odkuwki przedstawiono na rysunku 6.

22

0 200 400 600 800 1000x1, mm

0

200

400

600

800

1000

x 2, m

m

Rys.6. Przykład siatki elementów w płaszczyźnie x1 - x2 przekroju poprzecznego odkuwki

23

5. WARUNKI BRZEGOWE

Rozpatrując warunki brzegowe w procesie wydłużania należy podzielić je na trzy części:

- chłodzenie w powietrzu,

- dogrzewanie w piecu komorowym,

- wydłużanie swobodne.

Należy również wziąć pod uwagę, że w procesie wydłużania swobodnego wlewka

występuje szereg zjawisk mających wpływ na temperaturę wlewka, a w konsekwencji na

przebieg procesu. Zalicza się do nich generowanie ciepła w wyniku pracy odkształcenia

plastycznego, odprowadzanie ciepła w wyniku kontaktu odkształcanego metalu z narzędziem,

oraz stratę ciepła przez konwekcję i promieniowanie na powierzchniach swobodnych [61]. Na

rysunku 7 przedstawiono schemat warunków brzegowych przyjętych do obliczeń wymiany

ciepła pomiędzy wlewkiem, kowadłami i otoczeniem.

Rys.7. Schemat warunków brzegowych przyjętych do obliczeń

W przypadku chłodzenia w powietrzu ciepło tracone jest do otoczenia w wyniku

promieniowania i konwekcji. Gęstość strumienia q1 określono za pomocą współczynnika

wymiany ciepła między materiałem i powietrzem [50]:

844

1 10675.51000

52.02.1 −∗−

−

−=

a

a

TT

TTtα (19)

Współczynnik α1 uwzględnia również konwekcyjną wymianę ciepła.

24

Natomiast w przypadku dogrzewania w piecu komorowym współczynnik wymiany ciepła

określono z zależności [73]:

(((( ))))(((( ))))

)(675.54.38.416.1

44

2s

s

wTT

TTv

−−−−

−−−−++++++++==== εεεεαααα (20)

gdzie:

v – prędkość ruchu spalin w piecu, m/s

t – temperatura materiału, °C

ta – temperatura otoczenia (równa temp. powietrza w hali), °C

ts – temperatura atmosfery pieca, °C

Wypadkowy współczynnik emisji εw dany jest zależnością:

(((( ))))(((( ))))gmg

mg

w εεεεεεεεεεεε

εεεεεεεεεεεε

−−−−++++====

1 (21)

Współczynnik emisji spalin εg aproksymowano funkcją liniową na podstawie danych

zaczerpniętych z pracy [73]:

sg t00016714.04977.0 −−−−====εεεε (22)

Współczynnik emisji wsadu εm określono z zależności [8][45][74]:

−−−−++++==== 38.0

1000125.0

10001.1

ttmεεεε (23)

W przypadku wydłużania swobodnego algorytm określania warunków brzegowych jest

bardziej złożony. Na podstawie danych przemysłowych określany jest czas pojedynczego

nacisku prasy τn, następnie czas ten jest dzielony na czas styku materiału z kowadłami τs

i czas jałowego ruchu kowadeł τp. Czas styku określany jest ze wzoru:

nkps ww ττττττττ ==== (24)

Współczynnik wp określa udział czasu styku w całkowitym czasie związanym z jednym

naciskiem prasy. Natomiast współczynnik wk określa kształt kowadeł.

Podczas operacji wydłużania tylko pewna część powierzchni odkuwki jest w bezpośrednim

kontakcie z kowadłami. Dlatego wartość współczynnika wk zależy od wybranego kształtu

kowadła i stosowanego gniotu ε. W tabeli 1 podano empiryczne wzory umożliwiające

obliczenie współczynnika wk. Zostały one opracowane na podstawie wyników modelowania

metodą elementów skończonych procesu wydłużania swobodnego wykonanego w pracy [3].

25

Tabela.1. Empiryczne zależności określające udział pola powierzchni styku odkuwki z kowadłami.

Kształt kowadła Zależność wk dla gniotów

poniżej 15% Zależność wk dla gniotów

powyżej 15% płaskie wk = 0.5

kombinowane z kątem wycięcia αk=120°

wk = -0,038ε2 + 2,71ε wk = 22,904*ln(ε) -29,986

kombinowane z kątem wycięcia αk =90°

wk = -0,0595ε2 + 3,3667ε wk = 19,341*ln(ε) -15,257

radialne wk = -0,0438ε2 + 2,7236ε wk = 18,989*ln(ε) -20,433

rombowe z kątem wycięcia αk =120°

wk = 0,0022ε3 -0,206ε2+6,61ε

rombowe z kątem wycięcia αk =90°

wk = -0,3436ε2 + 10,316ε wk = 8,208*ln(ε) +55,473

asymetryczne wk = -0,0813ε2 + 3,7569ε wk = 11,354*ln(ε) +7,25

Po określeniu czasu styku obliczany jest czas ruchu jałowego kowadeł:

snp ττττττττττττ −−−−==== (25)

Następnie równanie wymiany ciepła rozwiązywane jest z cyklicznie zmienianymi warunkami

brzegowymi. W przedziale czasu τp obliczenia prowadzone są przy wartości współczynnika

ciepła określonego równaniem (19) i temperaturze otoczenia równej temperaturze powietrza

w hali. W zakresie przedziału czasu τs, w momencie styku gorącego materiału z kowadłem

wymianę ciepła określono wzorem:

)(32 attq −= α (26)

gdzie współczynnik wymiany ciepła α3 obliczono ze wzoru:

zg

zg

λλλλ

δδδδ

αααα

αααα

++++

====

4

3 1

1 (27)

Współczynnik wymiany ciepła α4 dla operacji kucia wykonywanych pod wysokim naciskiem

dany jest równaniem [43][48]:

2

4 1000273

169431000

273593620438

−−−−++++

−−−−−−−−==== ww TT

αααα dla Tw < 973K (28)

2

4 1000273

850681000

273190554115566

−−−−++++

−−−−−−−−==== ww TT

αααα dla Tw > 973K (29)

do wyznaczenia współczynnika przewodzenia ciepła λzg zastosowano wzór [73]:

(((( ))))800105,15,1 3 −−−−⋅⋅⋅⋅++++==== −−−− tzgλλλλ (30)

26

Przyrost grubości zgorzeliny wtórnej ∆m wyliczono na podstawie eksperymentalnych

zależności przyrostu masy zgorzeliny w zależności od czasu τ i temperatury powierzchni t

podczas chłodzenia w powietrzu. Zastosowano równania zaczerpnięte z prac prowadzonych

przez Opela [58], zamieszczone w tabeli 2:

Tabela.2. Przyrost masy zgorzeliny w funkcji temperatury powierzchni materiału i czasu chłodzenia [58]

Temperatura t ºC

Przyrost masy zgorzeliny mg/cm2

1200 ∆m = 88 τ 0,46

1100 ∆m = 58,2 τ 0,57

1000 ∆m = 20,9 τ 0,66

900 ∆m = 7,7 τ 0,81

800 ∆m = 6,0 τ 0,9

Podczas kształtowania metali pole temperatury zależy także od generowanego ciepła

w wyniku odkształcenia plastycznego. Podczas odkształcenia plastycznego ma miejsce wzrost

temperatury ∆tdef. Może on być określony jako przyrost temperatury równoważny pracy

odkształcenia [1][9][8][15][20]:

====∆∆∆∆

2

1lnd

d

ct

p

p

def ρρρρ

σσσσ (31)

gdzie:

σp – naprężenie uplastyczniające, Pa

ρ – gęstość, kg/m3

cp – ciepło właściwe, J/kgK

Wzór (31) jest wykorzystywany do obliczenia wzrostu temperatury w materiale w wyniku

odkształcenia plastycznego. Przyrost temperatury jest dodawany do pola temperatury

wyznaczonego z równania przewodzenia ciepła.

Naprężenie uplastyczniające, jako funkcję temperatury, odkształcenia i prędkości

odkształcenia, wyznaczano na podstawie wyników badań plastometrycznych. W literaturze są

dostępne równania dla wielu gatunków stali. Do obliczeń zastosowano wzór Shidy

[20][45][57]:

27

n

C

op ee

−−−−==== −−−−

10)5,1)5(3,1( 07,041,0 εεεε

σσσσσσσσ&

(32)

Współczynniki n i σo dla

32,041,0

95,0++++

++++≥≥≥≥

C

Ct (33)

wyznaczono ze wzorów:

++++−−−−====

05,001,05

exp75,2Ct

oσσσσ (34)

(((( )))) (((( ))))05,0075,0126,0019,0 −−−−++++++++−−−−==== CtCn (35)

Współczynniki n i σo dla

32,041,0

95,0++++

++++≤≤≤≤

C

Ct (36)

wyznaczono ze wzorów:

++++−−−−

++++

++++

++++

++++++++

++++

++++−−−−++++====

05,0

01,0

)41,0(19,0

32,0exp

49,0

06,0

42,0

49,095,0)9,0(3075,2

2

CC

C

C

C

C

CtCoσσσσ (37)

32,0027,0

207,0019,0)154,0081,0(++++

++++++++−−−−−−−−====C

CtCn (38)

gdzie:

C – zawartość węgla w stali,%

t – t/1000

t – temperatura, °C

Zakres zastosowania tych równań dotyczy następujących wartości parametrów:

- zawartość węgla: C < 1,2 %

- temperatura: 700°C – 1200°C

- prędkość odkształcenia: 0,1 – 100 s-1

- odkształcenie: ε < 70 %

28

6. OPIS MODYFIKACJI PROGRAMU

6.1. WPROWADZANIE WARUNKÓW BRZEGOWYCH

Obliczenia wymiany ciepła w procesie wydłużania swobodnego wlewka, nagrzewania

i operacji pomocniczych wykonano za pomocą programu źródłowego opracowanego w

ramach projektu celowego nr PC-00028/BS/95 Autorka dokonała modyfikacji kodu oraz

napisała interfejs graficzny w języku Visual Basic 6 [10][22][51][52][78][81][82].

Wprowadziła modyfikacje do części programu odpowiadającej za warunki brzegowe w strefie

styku wlewka z kowadłem w czasie swobodnego wydłużania.

Program wyznaczający pole temperatury składa się z kilku podprogramów, w których

realizowane są poszczególne etapy obliczeń numerycznych. Algorytm zastosowany do

modelowania zmian temperatury w czasie kolejnych operacji wydłużania wlewków jest

następujący:

a. przyjęto początkową temperaturę wlewka T=To,

b. podstawiono licznik operacji L=1,

c. odczytano ze zbioru danych czas operacji,

d. odczytano ze zbioru danych typ operacji,

e. wygenerowano siatkę elementów dla aktualnego kształtu odkuwki,

f. rozwiązano układ równań wymiany ciepła,

g. zapisano wyniki obliczeń w zbiorze danych,

h. zwiększono licznik operacji L o 1,

i. sprawdzono czy osiągnięto zadaną liczbę operacji,

j. jeżeli licznik operacji L był mniejszy od zadanej liczb operacji to powrót do

punktu 3,

k. zakończono obliczenia.

W wyniku zakończenia działania obliczeń zgodnie z przedstawionym schematem, określona

zostaje temperatura materiału po kolejnych etapach kucia.

Zmiany temperatury w przekroju poprzecznym odkuwek przedstawione na rysunkach

w postaci pól temperatury oraz wykresów utworzono programami „Surfer” i „Grapher”.

29

6.2. WIZUALIZACJA DANYCH I WYNIKÓW OBLICZEŃ

Interfejs graficzny programu został zaprojektowany w języku Visual Basic 6. Umożliwia

on proste i szybkie wprowadzenie podstawowych danych, niezbędnych do uruchomienia

głównego programu oraz wizualizację wybranych wyników.

Po uruchomieniu programu następuję przejście do strony startowej programu

przedstawionej na rysunku 8. Na ekranie pojawia się informacja o tytule oraz autorach

programu. Po około 5 sekundach lub naciśnięciu dowolnego miejsca w oknie następuje

automatyczne zamknięcie strony tytułowej i przejście do okna głównego programu

zatytułowanego: „Dane początkowe dla całego procesu”, przedstawionego na rysunku 9.

Okno, zostało podzielone na cztery pola, w których użytkownik wpisuje wartość

odpowiedniego parametru lub zaznacza wybraną opcję. W polu o tytule „Temperatury

początkowe” należy podać temperaturę początkową wsadu, temperaturę pieca oraz

temperaturę kowadeł w stopniach Celsjusza. W polu „Przyrosty czasu dla poszczególnych

operacji” należy podać odpowiednio: przyrost czasu dla okresu kucia, przyrost czasu dla

okresu nagrzewnia oraz przyrost czasu dla okresu chłodzenia w sekundach.

Pole o tytule „Inne dane” pozwala na wprowadzenie czasu styku materiału z kowadłami

w sekundach, dokonania wyboru rodzaju materiału do obliczeń w zależności od składu

chemicznego, oraz ustalenia liczby operacji wykonywanych na wlewku podczas wydłużania

swobodnego.

W polu „Rodzaj stali” zostanie automatycznie wpisany nr wybranej stali. Wyboru stali

użytkownik dokonuje w oknie „Rodzaj stali”, które pojawia się po naciśnięciu klawisza

„Wybierz rodzaj stali”, przedstawionym na rysunku 10. W rozwijalnym polu „Zawartość

węgla” użytkownik dokonuje wyboru rodzaju stali w zależności od zawartości węgla.

Procentowe udziały pozostałych pierwiastków wybranej stali pojawia się automatycznie

w polu „Skład chemiczny”. Użytkownik nie ma możliwości wpisania stali o innym składzie

chemicznym, niż dostępny w programie. Dodatkowo należy wpisać temperatury początku

i końca przemiany w stanie stałym dla wybranej stali. Powrót do okna głównego następuje po

naciśnięciu przycisku „Wstaw”.

Pole „Liczba operacji” oznacza ilość wykonywanych operacji na wlewku od momentu

wydania z pieca aż do zakończenia wszystkich operacji. W skład operacji wchodzi: kucie,

międzyoperacyjne dogrzewanie oraz chłodzenie w powietrzu. Po wpisaniu liczby operacji

i wybraniu opcji „Wprowadź dane” pojawia się nowe okno przedstawione na rysunku 11.

30

Użytkownik podaje w nim promień wlewka w milimetrach, grubość zgorzeliny pierwotnej

w milimetrach, czas operacji w minutach, a w polu rozwijalnym „Rodzaj operacji” dokonuje

wyboru rodzaju operacji poprzez wskazanie jednej z pozycji: kucia, chłodzenia w powietrzu

lub dogrzewania. W przypadku wybrania pozycji „Kucie” pojawia się nowe okno o tytule

„Dane dotyczące operacji kucia” przedstawione na rysunku 12. W oknie tym, za pomocą pola

rozwijalnego należy dokonać wyboru rodzaju kowadeł, wpisać wielkość gniotu w procentach,

grubość zgorzeliny na kowadłach w milimetrach oraz udział czasu styku wlewka

z kowadłami. Dodatkowo w polu okna pojawia się informacja o numerze aktualnie

wykonywanej operacji. Po zakończeniu procedury wpisywania, powrót do okna „Dane dla

kolejnych operacji” następuje poprzez wybranie opcji „Wstaw”. Podobnie dla okna „Dane dla

kolejnych operacji” naciśnięcie przycisku „Wstaw” powoduje powrót do okna głównego

programu. Należy pamiętać, że zmiana średnicy wlewka następuje tylko w momencie kucia.

W przypadku operacji dogładzania wybieramy także pole „Kucie”, lecz nie zmieniamy

wymiarów wlewka.

W oknie głównym programu umiejscowiona jest również ramka „Wybierz” umożliwiająca

kontynuacje obliczeń od ostatniej obliczonej operacji w przypadku ich przerwania lub

wykonywanie obliczeń od początku. Użytkownik musi dokonać wyboru rodzaju obliczeń

poprzez zaznaczenie odpowiedniej opcji.

Przycisk „START” powoduje automatyczne uruchomienie programu oraz komunikatu

z informacją „Czekaj, trwają obliczenia” przedstawionym na rysunku 15.

Przycisk „WYNIKI” pozwala na poglądowe zapoznanie się wynikami obliczeń. Naciśnięcie

tego klawisza powoduje uruchomienie okna, w którym znajdują się informacje umożliwiające

zapoznanie się z wynikami obliczeń prezentowanych w postaci wykresów. Wyświetlane okno

przedstawiono na rysunku 13. Przykładowe wyniki rozkładu temperatury maksymalnej

wlewka podczas całego procesu przedstawiono na rysunku 14.

31

Rys.8. Okno startowe interfejsu graficznego

Rys.9. Okno główne interfejsu graficznego

32

Rys.10. Okno z objaśnieniem możliwości zastosowania rodzajów stali

Rys.11. Okno umożliwiające podane rodzaj wykonywanych operacji

33

Rys.12. Okno dotyczące operacji kucia

Rys.13. Okno umożliwiające zapoznanie się z wynikami

34

Rys.14. Wykres zależności temperatury maksymalnej od czasu procesu uzyskany w wyniku działania

interfejsu graficznego

Rys.15. Komunikat wyświetlany po uruchomieniu programu

35

7. WŁASNOŚCI TERMOFIZYCZNE

Analizowano proces wymiany ciepła podczas nagrzewania, wydłużania swobodnego oraz

operacji pomocniczych wlewka typu Q=50 Mg wykonanego ze stali 34CrNiMo6. Skład

chemiczny stali podano w tabeli 3.

Tabela.3. Skład chemiczny stali 34CrNiMo6 Zawartość pierwiastka

% C Mn Si P S Cu Cr Ni Mo V Al H

0,34 0,66 0,20 0,01 0,006 0,13 1,56 1,58 0,26 0,06 0,02 1,1

Przyjęto następujące własności termofizyczne:

Ciepło właściwe cp [45]:

dla t < tpo

2

1000014,418

1000004,161522,486

++++

++++====

ttc p (39)

dla tpo < t < tko

(((( ))))poko

po

pppptt

ttcccc

−−−−

−−−−−−−−++++====

121 (40)

2

1 1000014,418

1000004,161522,486

++++++++====

popo

p

ttc (41)

++++====

1000825,5221,6472

kop

tc (42)

dla t > tko

36

++++====

1000825,5221,647

tc p (43)

Gęstość ρ [16]:

32

1000273

004,01

7800

++++++++

====t

ρρρρ (44)

Współczynnik przewodzenia ciepła λ [16]:

dla t < tpo

2

100040

100030,2437,32

−−−−

++++====

ttλλλλ (45)

dla tpo < t < tko

(((( ))))(((( ))))

−−−−

−−−−−−−−++++====

poko

po

tt

tt121

λλλλλλλλλλλλλλλλ (46)

gdzie:

2

1 100040

100030,2437,32

−−−−

++++====

popo ttλλλλ (47)

++++====

10008,106,162

kotλλλλ (48)

dla t > tko

10008,106,16

t++++====λλλλ (49)

37

8. OBLICZENIA SYMULACYJNE METODĄ ELEMENTÓW

SKOŃCZONYCH

8.1. METODYKA OBLICZEŃ

Obliczenia symulacyjne porównywane były z pomiarami kamerą termowizyjną,

prowadzonymi w czasie procesu wydłużania odkuwki wału, w Hucie „Celsa” w Ostrowcu

Świętokrzyskim. Umożliwiły one wprowadzenie do modelu matematycznego rzeczywistych

czasów trwania kolejnych operacji oraz kształtu kutego materiału. Dane te pozwoliły na

wykonanie obliczeń numerycznych zmian temperatury kutego materiału oraz porównanie ich

z pomiarami rzeczywistymi. W tabeli 4 zamieszczono czasy poszczególnych operacji

przyjętych do obliczeń.

Wlewek nagrzewano w piecu komorowym i wydano do kucia po około: 7 h dogrzewania

od temp. 800°C do 1250°C i 21 h i 30 min wygrzewania w temp. 1250°C. Temperatura

odkuwki w chwili pobrania do kucia wynosiła 1200°C. Następnie odkuwka została

przetransportowana do prasy w celu wykonania kolejnych operacji. Czas transportu wynosił

4 min i 20 s. W pierwszej kolejności na odkuwce wykonano operacje zakuwania uchwytu,

która trwała około 7 min. Po obrocie odkuwki, trwającym 7 min, nastąpiła operacja

likwidowania zbieżności (1min 54 s). Przed operacją wydłużania na średnicę Ø1000 mm,

trwającą około 14 min, przez 55 s wykonywany był zabieg czyszczenia kowadeł. Po tym

czasie odkuwka przez 35 min i 22 s była chłodzona w powietrzu. Czas ten związany był

z wykonywanym na niej zabiegu płukania ogniowego pęknięć oraz transportem do pieca.

Czas dogrzewania w piecu wynosił w przybliżeniu 5 h. Następnie odkuwka była przez około

5 min transportowana do prasy. Kolejną operacją było wydłużanie na średnicę Ø900 mm

trwające 17 min i 23 s. Była to ostatnia operacja wykonywana na całej powierzchni odkuwki.

Od tego momentu operacje wykonywane na odkuwce zostały podzielone na dwie części: od

strony stopy wlewka i od strony głowy wlewka.

W pierwszej kolejności wykonywane były operacje od strony stopy wlewka. Przez około

7 min przeprowadzano zabieg odsadzania na średnicę Ø800 mm. Po tej czynności odkuwka

była wydłużana na średnicą Ø800 mm (4 min). Kolejno przez 2 min i 9 s wykonywano zabieg

odsadzania na średnicę Ø680 mm a następnie przez 6 min i 16 s wydłużano na średnicę Ø680

mm. Dalej, przez 3 min i 9 s odsadzano na średnicę Ø620 mm i przez 3 min i 33 s wydłużano

na średnicę Ø620 mm. Po tym okresie czasu nastąpiło odcięcie odpadu od strony stopy.

38

Zabieg był wykonywany przez 5 min i 7 s. Dalsze operacje dogładzania na średnicę Ø800

mm (33 s) i Ø620 mm (1 min i 2 s) były rozdzielone 1 min i 2 s chłodzenia odkuwki

w powietrzu. Po tym czasie odkuwka została obrócona o 180º w celu wykonania operacji od

strony głowy wlewka. Czas obrotu wynosił 7 min i 43s.

Pierwszą operacją wykonaną od strony głowy wlewka było dogładzanie na średnicę

Ø900 mm trwające 40 s. Następnie przez 4 min i 26 s dokonywano operacji odsadzania na

średnicę Ø800 mm. Sama operacja wydłużania na średnicę Ø800 mm trwała 6 min i 14 s.

Dalej przez około 3 min wykonywano zabieg odsadzania na średnicę Ø680 mm. Kolejną

operacją było płukanie ogniowe pęknięć. W tym celu odkuwka została ściągnięta z prasy

i przez około 5,35 min była podawana tej czynności. Po przetransportowaniu odkuwki

z powrotem na prasę przez 5 min i 16 s wydłużano ją na średnicę Ø680 mm. Po tym czasie

odkuwka została poddana operacji odsadzania (50 s) i wydłużania (5 min 42 s) na średnicę

Ø620 mm. Dalsze operacje dogładzania na średnicę Ø800 mm, Ø680 mm i Ø620 mm były

oddzielone kilku sekundowymi czasami chłodzenia odkuwki w powietrzu. Czasy operacji

dogładzania wynosiły odpowiednio: 34 s, 1 min 4 s oraz 47 s. Po tym czasie nastąpiło

odcięcie odpadu od strony głowy wlewka trwające 3 min i 15 s. Kolejną operację

dogładzania, trwającą 50 s, wykonano na średnicy Ø900 mm. Trwające 5 min i 10 s

przecięcie, wykonywane na średnicy Ø900 mm pozwoliło uzyskać dwie odkuwki wału

wiatraka.

Do obliczeń przyjęto temperaturę powierzchni kowadeł 600°C oraz czas styku materiału

z kowadłem równy 4 s. W czasie operacji wykonywanych przed dogrzewaniem stosowano

kowadła płaskie. Dla pozostałych operacji wykorzystywano kowadła kombinowane (górne

płaskie, dolne o koncie rozwarcia 135°). Przyjęto, że w kolejnych operacjach kucia 30% czasu

operacji odnosi się do warunków styku materiału z kowadłami, a pozostałe 70% dotyczy

warunków chłodzenia wsadu w powietrzu. Podczas dogładzania przyjęto 10% czasu dla

warunków styku materiału z kowadłami i 90% dla chłodzenia w powietrzu. Operacje kucia

zostały wykonywane z 15% gniotem.

39

Tabela.4. Zestawienie operacji wykonywanych w czasie wydłużania swobodnego wlewka oraz czasu trwania poszczególnych operacji w rzeczywistym procesie

Operacje wykonywane na całym wlewku

L.p. RODZAJ OPERACJI CZAS OPERACJI

1. Transport z pieca do prasy 4 min 20 s 2. Zakuwanie uchwytu Ø880 6 min 53 s 3. Obrót wlewka w celu uchwycenia uchwytu 7 min 7 s 4. Likwidowanie zbieżności 1 min 54 s 5. Czyszczenie kowadeł 55 s 6. Kucie na koło Ø1000 14 min 12 s 7. Płukanie ogniowe pęknięć 15 min 13 s 8. Chłodzenie w powietrzu i transport do pieca 20 min 9 s 9. Dogrzewanie w piecu 4 h 54 min 22 s

10. Transport w powietrzu 4 min 43 s 11. Kucie na koło Ø900 17 min 23 s

Stopa wlewka Głowa wlewka

RODZAJ OPERACJI CZAS

OPERACJI RODZAJ OPERACJI

CZAS

OPERACJI

12. Odsadzanie Ø800 7 min 4 s 13. Kucie Ø800 4 min 1 s 14. Odsadzanie Ø680 2 min 9 s 15. Kucie Ø680 6 min 16 s 16. Odsadzanie Ø620 3 min 9 s 17. Kucie Ø620 3 min 33 s 18. Odcięcie odpadu 5 min 7 s 19. Dogładzanie Ø800 33 s 20. Chłodzenie w powietrzu 1 min 2 s 21. Dogładzanie Ø620 1 min 2 s 22. Obrót wału o 180º 7 min 43 s

Chłodzenie w powietrzu 33 min 56s

23. Dogładzanie Ø900 40 s 24. Odsadzanie Ø800 4 min 26 s 25. Kucie Ø800 6 min 14 s 26. Odsadzanie Ø680 2 min 52 s

27. Płukanie ogniowe pęknięć

5 min 21 s

28. Kucie Ø680 5 min 16 s 29. Odsadzanie Ø620 50s 30. Kucie Ø620 5 min 42 s 31. Chłodzenie w powietrzu 25 s 32. Dogładzanie Ø800 34 s 33. Chłodzenie w powietrzu 12 s 34. Dogładzanie Ø680 1 min 4 s 35. Chłodzenie w powietrzu 7 s 36. Dogładzanie Ø620 47 s 37. Cięcie na wymiar 3 min 15 s 38.

Chłodzenie w powietrzu

Dogładzanie Ø900 50s 39. Przecięcie Ø900 5 min 10 s

40

8.1.1. POMIARY KAMERĄ TERMOWIZYJNĄ

Wyniki obliczeń numerycznych rozkładu temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki

i temperatura powierzchni w czasie całego procesu wydłużania zostały porównane,

z pomiarami w czasie rzeczywistego procesu wykonanymi metodą termowizyjną. Do

pomiarów zastosowano kamerę ThermaCAM S60. W czasie pomiarów kamera termowizyjna

została ustawiona na następujące zakresy pracy:

- odległość od obiektu l = 10 m

- temperatura otoczenia ta=30°C

- wilgotność względna ϕ = 30%

- emisyjność obiektu ε = 0,92

W czasie procesu, w wyniku chłodzenia, ulegała zmianie temperatura powierzchni

odkuwki. Jej następstwem była zmiana wartości współczynnika emisyjności. W celu

określenia współczynnika emisyjności wykonano obliczenia ustalające poprawną jego

wielkość. Przy obliczeniach zastosowano zależności (23), przy czym wartość temperatury t

w pierwszej iteracji została wyznaczona na podstawie odczytu z kamery termowizyjnej przy

założonej emisyjności obiektu. Rozwiązanie zostało uznane za poprawne, jeśli różnica

pomiędzy wartością współczynnika emisyjności wyznaczoną z zależności (23) a wartością

współczynnika emisyjności zadaną na kamerze wynosiła mniej niż 0,01. W wyniku obliczeń

uzyskano zmienną wartość współczynnika emisyjności uzależnioną od temperatury

powierzchni materiału, przedstawioną na rysunku 8.

41

1100 1000 900 800 700 600 500Temperatura oC

0.82

0.84

0.86

0.88

0.9

0.92

Em

isyj

ność

ε

Rys.16. Przebieg zmiany emisyjności badanego obiektu zgodnie z zależnością (23)

Odczyt temperatury był dokonywany dla wyznaczonego obszaru na powierzchni odkuwki,

znajdującego się pomiędzy kowadłami (rysunek 9), który ulegał zmianie wraz z malejącą

średnicą odkuwki. W czasie operacji kucia swobodnego lub chłodzenia w powietrzu odczyt

wykonywany był w postaci zdjęć robionych co sekundę. Dodatkowo w momencie odcięcia

odpadu od głowy i stopy wlewka oraz przecięcia odkuwki na połowę zrobiono zdjęcia

umożliwiające ustalenie rozkładu temperatury w przekroju odkuwki.

1009,6°C

< 300°C

obszar pomiaru temperatury

Rys.17. Termogram z zaznaczonym obszarem pomiaru temperatury powierzchni odkuwki w czasie

operacji wydłużania

42

W wyniku pomiarów uzyskano przebiegi maksymalnej, średniej i minimalnej temperatury

powierzchni odkuwki dla poszczególnych operacji, przedstawionych na rysunkach 10 i 11.

W celu ustalenia prawidłowych warunków brzegowych, obliczenia numeryczne

porównywano do wartości średniej temperatury powierzchni odkuwki uzyskanej metodą

termowizyjną. Przebieg zmian temperatury minimalnej wskazuje prawdopodobnie

temperaturę zgorzeliny pierwotnej utrzymującej się wciąż na wlewku po operacji

nagrzewania lub także ze zgorzeliną zakutą w wyniku operacji wydłużania. Przebieg zmian

temperatury maksymalnej może być wynikiem pomiaru temperatury odsłoniętej czystej

powierzchni wlewka w wyniku mechanicznego oderwania się zgorzeliny od powierzchni

odkuwki.

0 10 20 30 40Czas, min

700

800

900

1000

1100

1200

Tem

pera

tura

o C

temp. max temp. średnia

temp. min

Rys.18. Przebieg zmian temp. max, min i średniej powierzchni odkuwki uzyskany pomiarami kamerą

termowizyjną przed dogrzewaniem

43

370 380 390 400 410 420 430Czas, min

700

800

900

1000

1100

Tem

pera

tura

o C

temp. max temp. średnia temp. min

Rys.19. Przebieg zmian temp. max, min i średniej powierzchni odkuwki uzyskany pomiarami kamerą

termowizyjną po dogrzewaniu

8.2. WPŁYW ZGORZELINY NA TEMPERATURĘ ODKUWKI

Zostały przeprowadzone obliczenia symulacyjne w celu określenia wpływu grubości

zgorzeliny znajdującej się na wlewku oraz na kowadłach na przebieg temperatury odkuwki.

Dokonano także próby wyznaczenia średniej grubości warstwy zgorzeliny w rozpatrywanym

procesie. W tym celu obliczenia numeryczne podzielono na dwie części:

1. Operacje wykonywane na wlewku do momentu dogrzewania:

a) stała grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku w czasie całego procesu,

b) zmienna grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku i kowadłach w czasie całego

procesu,

2. Operacje wykonywane na wlewku po dogrzewaniu od strony stopy wlewka:

a) stała grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku w czasie całego procesu,

b) zmienna grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku i kowadłach w czasie całego

procesu,

Dla pierwszej części zastosowano warianty obliczeń przedstawione w tabeli 5.

44

Tabela.5. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych do operacji nagrzewania dla stałej grubości zgorzeliny na wlewku

Grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku mm L.p. RODZAJ OPERACJI

Wariant 1

Wariant 2

Wariant 3

Wariant 4

Wariant 5

1. Chłodzenie w powietrzu 0 1 2 3 4

2. Kucie na koło Ø1000 0 1 2 3 4

3. Chłodzenie w powietrzu 0 1 2 3 4

W wyniku obliczeń numerycznych uzyskano przebiegi temperatury powierzchni oraz osi

odkuwki w czasie procesu chłodzenia i kucia. Dla stałej grubości zgorzeliny pierwotnej na

powierzchni odkuwki oraz parametrów opisanych w tabeli 5 wyniki przedstawiono na

rysunku 12. Zgodnie z przewidywaniami, przebieg krzywych wskazuje, iż wzrost grubości

zgorzeliny pierwotnej na wlewku powoduje wzrost temperatury powierzchni odkuwki. Dla

okresu chłodzenia przed operacją kucia, różnica temperatury rośnie proporcjonalnie.

Natomiast dla okresu kucia przebieg nie jest już tak jednoznaczny. Występują tutaj znacznie

wyższe różnice pomiędzy wariantami. Najniższą temperaturę uzyskano dla okresu

wydłużania z udziałem na powierzchni odkuwki tylko zgorzeliny wtórnej. Dodanie do

modelu zgorzeliny pierwotnej rzędu 1 mm w wariancie 2 wywołuje wzrost temperatury

powierzchni o około 90ºC pod koniec czasu wydłużania. Wzrost zgorzeliny pomiędzy

wariantem 2 a wariantem 3 powoduje różnice temperatury rzędu 70ºC. Natomiast dla

wariantu 4 i wariantu 5 wynosi 30ºC. W przypadku wariantu bez udziału zgorzeliny

pierwotnej temperatura powierzchni spada poniżej 400ºC. Po wydłużaniu temperatura

powierzchni w wyniku chłodzenia w powietrzu stabilizuje się i po 35 minutach różnice

pomiędzy wariantami od 2 do 5 są prawie równe i wynoszą w przybliżeniu 15ºC. Dwa razy

większa różnica, wynosząca 30ºC, jest obserwowana pomiędzy wariantami 1 i 2. Przebieg

temperatury w osi wlewka dla wszystkich omawianych przypadków jest prawie identyczny.

Porównując obliczenia z danymi eksperymentalnymi, można zaobserwować, że

najbardziej zbliżone do pomiarów termowizyjnych są obliczenia dla wariantu 4. Dla tego

wariantu, w czasie kucia obserwuje się spadek temperatury od 910ºC dla początku procesu do

820ºC na końcu procesu. Natomiast dla danych pomiarowych spadek temperatury wynosi

odpowiednio od około 920ºC do 870ºC. Różnice między pomiarami i obliczeniami,

wynikające z porównania początkowych 21 minut chłodzenia w powietrzu, mają związek

z charakterem operacji wykonywanych w tym czasie. Transport z pieca, zakuwanie uchwytu,

45

obrót odkuwki, wyrównywanie zbieżności są działaniami wykonywanymi z bardzo dużą

ilością zgorzeliny pierwotnej. Obserwuje się w tym czasie zakłócenia w odczycie temperatury

powierzchni, wynikające z niewielkiej ilości zgorzeliny, która uległa oderwaniu od wlewka

(rysunek 13) oraz zakłócenia powodowane unoszącymi się cząstkami pyłu. W czasie analizy

obrazu termowizyjnego wyraźnie możemy rozróżnić obszary zakłóceń, dlatego też ten obszar

pomiarów termowizyjnych został wykluczony z analizy porównawczej.

Analizując pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki (rysunek 14) po operacji

przekuwania na średnicę Ø1000, zauważa się niewielkie przesunięcie strefy temperatury

wyższej od 1150ºC, znajdującej się w osi wlewka. Przesunięcie tej strefy pomiędzy

wariantami 1 i 5 wynosi zaledwie 25 mm. Kolejna strefa temperatury powyżej 1100ºC ulega

przesunięciu o 35 mm, a o 45 mm strefa temperatury powyżej 1000ºC. Różnica rzędu 50 mm

jest obserwowana dla strefy temperatury wyższej od 900ºC. Natomiast strefa temperatury

800ºC dla wariantu 1 znajduje się na około 450 mm, dla wariantu 2 na 470 mm, a dla

wariantu 3 praktycznie występuje już tylko 10 mm od powierzchni. W przypadku wariantu 4

temperatura powierzchni wynosi 788ºC, a dla wariantu 5 - 820ºC. Temperatury powyżej

700ºC nie występują już w wariancie 5, a powyżej 600ºC znajdują się tylko w wariancie 1 i 2.

0 20 40 60 80Czas, min

200

400

600

800

1000

1200

1400

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjneobliczenia dla wariantu 1obliczenia dla wariantu 2obliczenia dla wariantu 3obliczenia dla wariantu 4obliczenia dla wariantu 5

Rys.20. Przebieg zmiany temperatury powierzchni oraz osi odkuwki dla wariantów obliczeń

numerycznych opisanych w tabeli 5 oraz ich porównanie z pomiarami kamerą termowizyjną

46

Rys.21. Temperatura powierzchni wlewka po 12 minutach od momentu wyjęcia z pieca, w czasie operacji

zakuwania uchwytu

47

0 100 200 300 400 500

r, mm

0

100

200

300

400

500

r, m

m

0 100 200 300 400 500

r, mm

0

100

200

300

400

500

r, m

m

0 100 200 300 400 500

r, mm

0

100

200

300

400

500

r, m

m

WARIANT 1 WARIANT 2 WARIANT 3

0 100 200 300 400 500

r, mm

0

100

200

300

400

500

r, m

m

0 100 200 300 400 500

r, mm

0

100

200

300

400

500r,

mm

600

700

800

900

1000

1100

1150

Temp. °C

WARIANT 4 WARIANT 5 Rys.22. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji kucia na średnicę Ø1000 wg danych zestawionych w tabeli 5

48

Z przedstawionych obliczeń wynika, że przyjęcie 4 mm grubości zgorzeliny pierwotnej na

wlewku, daje najbardziej zbliżone do pomiarów wartości temperatury odkuwki. Zagadnienie

jest jednak bardziej złożone i należy dokonać głębszej analizy, aby móc dokładnie

odwzorować wyniki pomiarów.

W konsekwencji zużycia mechanicznego kowadeł, w szczelinach oraz na nierównej

powierzchni zalega zgorzelina. Dla uściślenia wyników podjęto próbę oceny stopnia wpływu

zgorzeliny, jaka może znajdować się na kowadłach, na temperaturę odkuwki. Warianty

wykonanych obliczeń przedstawiono w tabeli 6.

Tabela.6. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych do operacji nagrzewania dla zmiennej grubości zgorzeliny na wlewku i kowadłach

Grubość zgorzeliny na kowadłach mm

0,5 1

Grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku mm

L.p. RODZAJ OPERACJI

Wariant 1 Wariant 2

1. Chłodzenie w powietrzu 4 4

2. Kucie na koło Ø1000 4 4

3. Chłodzenie w powietrzu 3 3

Na rysunku 15 przedstawiono przebieg zmian temperatury powierzchni i osi wlewka

obliczonych numerycznie oraz zmierzonych kamerą termowizyjną. Podane warunki dotyczą

kucia na koło Ø1000 i operacji pomocniczych, wg danych zamieszczonych w powyższej

tabeli. Dodanie warstwy zgorzeliny, rzędu 1 mm na kowadłach, do wariantu z 4 mm warstwą

zgorzeliny na powierzchni powoduje zwiększenie temperatury powierzchni w początkowej

fazie kucia od 910ºC do 920ºC, a w końcowej od 820ºC do 850ºC. Krzywa chłodzenia w

większym stopniu odzwierciedla wyniki pomiarów, co możemy zaobserwować na rysunku16.

Zmniejszenie zgorzeliny na kowadłach o 0,5 mm w niewielkim stopniu wpływa na rozkład

temperatury, zmniejszając ją w końcowej fazie obliczeń o 15ºC, w stosunku do obliczeń z 1

mm warstwą. W rozkładzie temperatury w przekroju poprzecznym wlewka przedstawionym

na rysunku 17, zasięg strefy temperatury wyższej od 800ºC nieznacznie ulega zmniejszeniu w

stosunku do wyników uzyskanych bez udziału zgorzeliny na kowadłach. Temperatura

powierzchni wynosi w tym przypadku 845ºC.

49

Analizując wyniki należy stwierdzić, że wariant 2 z tabeli 6 daje najbardziej zbliżone

wyniki do pomiarów termowizyjnych. W związku z tym wariant ten został wybrany do

dalszych obliczeń symulacyjnych.

0 20 40 60 80Czas, min

700

800

900

1000

1100

1200

Tem

pera

tura

o Cpomiary termowizyjneobliczenia dla wariantu 1obliczenia dla wariantu 2

Rys.23. Przebieg zmiany temperatury powierzchni odkuwki obliczony numerycznie oraz zmierzony

kamerą termowizyjną podczas kucia na koło Ø1000 i operacji pomocniczych wg schematu zamieszczonego w tabeli 6

50

20 24 28 32 36Czas, min

840

880

920

960

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjnetemp. powierzchni uzyskana w wyniku obliczeń numerycznych

Rys.24. Porównanie temperatury powierzchni odkuwki, uzyskanej w wyniku obliczeń numerycznych dla

kowadeł pokrytych 1mm warstwą zgorzeliny oraz wlewka pokrytego 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej, z wynikami pomiarów kamerą termowizyjną dla procesu kucia odkuwki o średnicy 1000 mm

800

900

1000

1100

1150

0 100 200 300 400 500

r, mm

0

100

200

300

400

500

r, m

m

Temp. °C

Rys.25. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji wydłużania do średnicy

1000 mm, uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych z 1mm warstwą zgorzeliny na kowadłach oraz wlewka pokrytego 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej

51

Kolejne obliczenia numeryczne zostały przeprowadzone dla operacji wykonywanych na

odkuwce po dogrzewaniu. Podobnie jak we wcześniejszej analizie, w pierwszej części starano

się ustalić grubość zgorzeliny pierwotnej, jaka pozostała po okresie dogrzewania na

powierzchni odkuwki i miała wpływ na rozkład temperatury. Obliczenia prowadzone po

operacji nagrzewania dla stałej grubości zgorzeliny na odkuwce zestawiono w tabeli 7.

Tabela.7. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych po operacji nagrzewania dla stałej grubości zgorzeliny na odkuwce

Grubość zgorzeliny pierwotnej na odkuwce, mm L.p. RODZAJ OPERACJI

Wariant 1

Wariant 2

Wariant 3

Wariant 4

1. Chłodzenie w powietrzu 1 2 3 4

2. Przekuwanie na średnicę Ø900 1 2 3 4

3. Odsadzanie Ø800 1 2 3 4






9. Odcięcie odpadu 1 2 3 4

10. Dogładzanie Ø620 1 2 3 4


Analizując wyniki obliczeń przedstawione na rysunku 18 można zauważyć, że najbardziej

zbliżone do eksperymentalnego rozkładu temperatury są wyniki dla wariantu 4. Jednak

krzywa chłodzenia podczas kucia na średnicę Ø900 zbyt gwałtownie spada w porównaniu

z pomiarami termowizyjnymi i na końcu operacji daje wynik o 25ºC niższy. Przebieg

temperatury w osi wlewka w pierwszych 80 minutach w nieznacznym stopniu ulega zmianie

dla wszystkich wariantów obliczeń. Największa różnica temperatury ma miejsce pomiędzy

wariantem 1 i 4 i wynosi 10ºC. Po tym czasie, aż do końca kucia zachodzi spadek

temperatury o około 50ºC dla kolejnych wariantów, zgodnie ze zmniejszającą się grubością

zgorzeliny.

W rozkładzie pól temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki, przedstawionym na

rysunkach od 19 do 21, zauważa się, że we wszystkich przypadkach, w osi wlewka występuje

52

strefa temperatury wyższej od 1150ºC, aż do momentu wydłużenia na średnicę Ø620 (rysunek

22). Dla tego przypadku pomiędzy wariantami 1 i 4 obserwuje się jej zanik oraz przesunięcie

strefy temperatury 1100ºC o 50 mm w stronę powierzchni. Znacznie większe różnice,

w rozkładzie temperatury w osi, pojawiają się dla operacji dogładzania Ø620. Tutaj, jedynie

w wariancie 3, na rysunku 23, pojawia się pole temperatury 1100ºC w osi i następuje jego

powiększenie o 30 mm w stosunku do wariantu 4. Tak szybkie chłodzenie w końcowych

obliczeniach jest związane z istotnym zmniejszaniem średnicy odkuwki.

360 380 400 420 440Czas, min

600

800

1000

1200

1400

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjneobliczenia dla wariantu 1obliczenia dla wariantu 2obliczenia dla wariantu 3obliczenia dla wariantu 4

temp. max

temp. min

Rys.26. Przebieg zmiany temperatury powierzchni i osi odkuwki obliczonych numerycznie dla warunków

z tabeli 7 oraz wyniki pomiarów kamerą termowizyjną wykonane po operacji dogrzewania

53

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450r,

mm

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

r, m

m

WARIANT 1 WARIANT 2

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

r, m

m

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

r, m

m

650

700

800

900

1000

1100

1150

Temp. °C

WARIANT 3 WARIANT 4 Rys.27. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji kucia na Ø900 wg danych zamieszczonych w tabeli 7

54

0 50 100 150 200 250 300 350 400

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400r,

mm

0 50 100 150 200 250 300 350 400

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

r, m

m

WARIANT 1 WARIANT 2

0 50 100 150 200 250 300 350 400

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

r, m

m

0 50 100 150 200 250 300 350 400

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

r, m

m

650

700

800

900

1000

1100

1150

Temp. °C

WARIANT 3 WARIANT 4 Rys.28. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji kucia na średnicę Ø800 wg danych zamieszczonych w tabeli 7

55

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

WARIANT 1 WARIANT 2

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300r,

mm

650

700

800

900

1000

1100

1150

Temp. °C


56

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300r,

mm

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

WARIANT 1 WARIANT 2

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

600

700

800

900

1000

1100

Temp. °C


57

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300r,

mm

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

WARIANT 1 WARIANT 2

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

650

700

800

900

1000

1050

1100

Temp. °C

WARIANT 3 WARIANT 4 Rys.31. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji dogładzania na średnicę Ø620 wg danych zamieszczonych w tabeli 7

58

Pomimo zadawalającej zgodności z pomiarami przy zastosowaniu niezmiennej 4 mm

warstwy zgorzeliny pierwotnej na powierzchni odkuwki po dogrzewaniu, jest to wynik, który

nie uwzględnia rzeczywistego charakteru procesu. W efekcie wydłużania zmienia się pole

powierzchni odkuwki i oczywistym jest, że zgorzelina po dogrzewaniu ulega ciągłemu

odrywaniu od podłoża. Dlatego też, kolejne obliczenia przeprowadzono dla zmiennej

grubości zgorzeliny na odkuwce oraz na kowadłach. Warianty obliczeń przedstawiono

w tabeli 8.

Dodanie 0,5 mm zgorzeliny na kowadłach i zmniejszenie grubości zgorzeliny na odkuwce

o 1mm w kolejnych operacjach kucia (wariant 1), powoduje lepsze dopasowanie krzywej

chłodzenia podczas kucia Ø900 do wyników pomiarów, lecz doprowadza do znacznego

spadku temperatury w dalszych obliczeniach. Podobne zależności obserwuje się także dla

wariantu 2 i 3. Uzyskane wyniki obliczeń przedstawiono na rysunku 24.

Za najbardziej zbliżone do danych eksperymentalnych uznano obliczenia przeprowadzone

dla wariantu 4 z tabeli 8. Z danych zamieszczonych na rysunkach 25, 27, 29, 31,

przedstawiających porównanie temperatury powierzchni odkuwki wyznaczonej numerycznie

z rezultatami pomiarów kamerą termowizyjną dla poszczególnych średnic wynika, że jest to

najlepszy uzyskany wynik symulacji. Wprowadzenie do obliczeń malejącej grubości

zgorzeliny w czasie procesu oraz 1 mm warstwy zgorzeliny na kowadłach daje najlepszą

zgodność. Największe różnice pomiędzy pomiarami a obliczeniami wynoszą około 20ºC.

Na rysunkach 26, 28, 30, 32 zamieszczono rozkład temperatury w przekroju poprzecznym

odkuwki po kolejnych operacjach wydłużania. Po operacji wydłużania na średnicę Ø900

najwyższa temperatura w osi odkuwki wynosi 1180ºC, natomiast na powierzchni 850ºC.

Największy obszar przekroju zajmuje pole temperatury wyższej od 1100ºC, sięgające do

330 mm od osi odkuwki. Temperatury wyższe od 1000ºC zajmują obszar równy 60 mm,

a temperatury 900ºC obszar o grubości 40 mm. Na rysunku 28 przedstawiono rozkład

temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji wydłużania na średnicę

Ø680 mm. Obliczenia numeryczne wykonano z uwzględnieniem 1 mm warstwy zgorzeliny

na kowadłach oraz odkuwki pokrytej 3 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej. Dla tego

przypadku obserwuje się już znacznie mniejszy obszar pola temperatury powyżej 1100ºC.

Obszar ten sięga 170 mm od osi odkuwki. Obserwowana jest tutaj kilku milimetrowa strefa

temperatury poniżej 800ºC, pod którą znajduje się obszar temperatury wyższej niż 800ºC,

sięgający 40 mm w kierunku osi odkuwki. Porównując poszczególne strefy temperatury po

operacjach kucia i dogładzania na średnicę Ø680, przedstawione na rysunkach od 30 do 32,

zaobserwowano zmniejszenie się temperatury o 15ºC powierzchni oraz znaczące różnice

59

w rozkładzie temperatur w osi odkuwki. Dla operacji wydłużania temperatura osi odkuwki

wynosi 1150ºC, a dla operacji dogładzania 1100ºC.

Zgorzelinę pierwotna zalegająca na powierzchni odkuwki możemy również dostrzec na

termogramach. Problem ten jest przedstawiony na rysunkach od 33 do 37. Termogramy

zostały tak dobrane, aby przedstawić temperaturę powierzchni odkuwki w czasie każdej

operacji przekuwania na odpowiednią średnicę. Miejsca, w których zalega zgorzelina

pierwotna są widoczne w postaci ciemniejszych plam (kolor czarny). Wynika z nich, że

pomimo wykonywanych operacji kucia zgorzelina pierwotna nie odpada całkowicie

i utrzymuje się na powierzchni do końca kucia. Temperatura zgorzeliny zmniejsza się z 820ºC

dla początkowych operacji wykonywanych na odkuwce do około 740ºC dla końcowych

zabiegów kucia. Jasne miejsca, biegnące wzdłuż osi wlewka, widoczne na rysunkach 35 i 36,

są wynikiem odsadzania na średnicę Ø800 i Ø680.

Podjęto próbę oceny grubości zgorzeliny pierwotnej znajdującej się na wlewku po

nagrzewaniu w piecu. Do obliczeń zastosowano program „Wlewek”. Szczegółowy opis

działania programu możemy znaleźć w pracy [46]. W danych początkowych uwzględniono

15 min okres transportu wlewka do pieca oraz 5 min załadunek. W obliczeniach przyjęto

wymiary pieca komorowego używanego w analizowanym procesie kucia. Wynoszą one

odpowiednio:

- wysokość – 2 700 mm

- szerokość – 3 200 mm

- długość – 8 000 mm

Obliczenia wykonano dla wlewka Q=50 Mg. Jako początkową temperaturę pieca przyjęto

750ºC, natomiast maksymalną 1250ºC. W wyniku obliczeń uzyskano 7,5 mm warstwę

zgorzeliny w czasie 2,52 h podgrzewania i 15,71 h wygrzewania w piecu. Całkowita masa

zgorzeliny wyniosła 652 kg.

60

Tabela.8. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych po operacji dogrzewania odkuwki kutej od stopy wlewka dla zmiennej grubości zgorzeliny na odkuwce i kowadłach

Grubość zgorzeliny na kowadłach mm

0,5 1 Grubość zgorzeliny pierwotnej na wlewku

mm L.p. RODZAJ OPERACJI

Wariant 1

Wariant 2

Wariant 3

Wariant 4



3. Odsadzanie Ø800 3 3 3,5 3,5

4. Przekuwanie na średnicę Ø800 3 3 3,5 3,5



7. Odsadzanie Ø620 2 2 2,5 3

8. Przekuwanie na średnicę Ø620 2 2 2,5 3

9. Odcięcie odpadu 2 2 1,5 2,5

10. Dogładzanie Ø620 1 1 1,5 2,5


360 380 400 420 440Czas, min

700

800

900

1000

1100

1200

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjneobliczenia dla wariantu 1obliczenia dla wariantu 2obliczenia dla wariantu 3obliczenia dla wariantu 4

Rys.32. Przebieg zmiany temperatury powierzchni odkuwki dla wariantów symulacji opisanych w tabeli 8

oraz pomiarów kamerą termowizyjną po operacji dogrzewania

61

368 372 376 380 384 388Czas, min

800

850

900

950

1000

1050

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjnetemp. powierzchni uzyskanaw wyniku obliczeń numerycznych


kowadeł pokrytych 1mm warstwą zgorzeliny oraz odkuwki pokrytej 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej, z wynikami pomiarów kamerą termowizyjną dla procesu kucia odkuwki o średnicy 900 mm

850

900

1000

1100

1150

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

r, m

m

Temp. °C


900 mm, uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych z 1mm warstwą zgorzeliny na kowadłach oraz powierzchni odkuwki pokrytej 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej

62

400 402 404 406 408Czas, min

780

800

820

840

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjnetemp. powierzchni uzyskana w wyniku obliczeń numerycznych



750

800

900

1000

1100

1150

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

Temp. °C



63

411 412 413 414 415Czas, min

760

780

800

820

840

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjnetemp. powierzchni uzyskaw wyniku obliczeń numerycznych



0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

750

800

900

1000

1100

Temp. °C



64

421.4 421.6 421.8 422 422.2 422.4 422.6Czas, min

750

760

770

780

790

Tem

pera

tura

o C

pomiary termowizyjnetemp. powierzchni uzyskaw wyniku obliczeń numerycznych

Rys.39. Porównanie temperatury powierzchni, uzyskanej w wyniku obliczeń numerycznych dla kowadeł

pokrytych 1mm warstwą zgorzeliny oraz odkuwki pokrytej 2,5 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej, z wynikami pomiarów kamerą termowizyjną dla procesu dogładzania odkuwki o średnicy 620 mm

750

800

900

1000

1050

1100

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

Temp. °C

Rys.40. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji dogładzania średnicy

620 mm, uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych z 1mm warstwą zgorzeliny na kowadłach oraz powierzchni odkuwki pokrytej 2,5 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej

65

Rys.41. Rozkład temperatury powierzchni odkuwki w czasie operacji przekuwania na średnicę 1000 mm.



66



W czasie przemysłowego procesu kucia istnieje możliwość potwierdzenia poprawności

wyników rozkładu temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki. Umożliwia to przebieg

procesu, w czasie którego dokonywane jest przecięcie odkuwki na dwie części oraz odcięcie

odpadu zarówno od strony stopy jak i głowy wlewka. Dzięki wykonanym termogramom tuż

po przecięciu, uzyskano rozkłady temperatury w przekroju odkuwki. Odczyt temperatury

z termogramu był realizowany w wyznaczonych punktach pomiarowych przedstawionych na

rysunkach od 38 do 40. Zastosowana metoda pomiaru umożliwiła zmianę emisyjności

w zależności od miejsca pomiaru w przekroju odkuwki. Emisyjność dobierano na podstawie

rysunku 8.

Porównawcze obliczenia numeryczne wykonano dla danych zamieszczonych w tabeli 4

oraz dla wariantu 4 z tabeli 8. Wyniki przedstawiono dla:

odcięcia odpadu od strony stopy wlewka, dla średnicy Ø620,

67

odcięcia odpadu od strony głowy wlewka, dla średnicy Ø620 mm,

przecięcia odkuwki o średnicy Ø900 mm na dwie części.

Zestawienie uzyskanych wyników przedstawiono na rysunkach od 38 do 40 dla odcięcia

odpadu od strony stopy wlewka, na rysunkach od 41 do 43 dla odcięcia odpadu od strony

głowy wlewka oraz na rysunkach od 44 do 46 dla przecięcia odkuwki na dwie części.

Zestawienie uzyskanych wyników obliczeń numerycznych oraz temperatury odczytanej

z termogramu dla odcięcia odpadu od strony stopy wlewka przedstawiono na rysunku 40.

Obserwuje się tutaj różnice temperatury od 10ºC dla obszaru przy powierzchni do 25ºC w osi

odkuwki. Natomiast na wykresie przedstawionym na rysunku 45 ilustrującym rozkład

temperatury w momencie odcięcia odpadu od strony głowy wlewka, różnice te są już

znacznie mniejsze. W osi wlewka wynoszą one 6ºC, a dla powierzchni 13ºC. Na rysunku 43,

przedstawiono wyniki temperatury zmierzonej i obliczonej po operacji przecięcia odkuwki na

dwie części. Wzdłuż promienia wlewka od 100 mm do 400 mm widoczne są niższe o 20ºC

temperatury uzyskane z termogramu. Jednak na powierzchni różnica temperatury sięga 50ºC.

W tym przypadku temperatura obliczona w osi odkuwki jest niższa od zmierzonej o 25ºC.

Wykazane różnice temperatury wynikają z szybkiego chłodzenia się odkuwki po cięciu

i gwałtownego tworzenia się zgorzeliny wtórnej na czystej powierzchni, co zdecydowanie

zmienia jej emisyjność. Dodatkowym utrudnieniem są nierówności powstałe podczas operacji

przecinania, wynikające z technologii procesu. Widoczne są one na termogramie

przedstawionym na rysunku 41 w postaci ciemniejszych fałd biegnących od rdzenia do

powierzchni odkuwki.

68

994,7°C

< 300°C

punkty pomiarowe

Rys.46. Termogram z zaznaczonymi punktami pomiaru temperatury po odcięciu odpadu od strony stopy

wlewka dla średnicy Ø 620 mm

750

800

900

1000

1050

1100

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m

obszar pomiaru Temp. °C

Rys.47. Wyznaczony numerycznie rozkład temperatury w przekroju poprzecznym po odcięciu odpadu od

strony stopy wlewka dla średnicy Ø 620 mm. Wariant 4 Tabela.8

0 100 200 300 400

Promień mm

700

800

900

1000

1100

1200

Tem

pera

tura

o C

wyniki pomiarówwyniki obliczeń numerycznych

Rys.48. Rozkład temperatury uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych oraz pomiarów odczytanych

z termogramu po operacji odcięcia odpadu od strony stopy wlewka dla średnicy Ø 620 mm

69

< 300°C

965,7°Cpunkty pomiarowe

Rys.49. Termogram z zaznaczonymi punktami pomiarowymi temperatury po przecięciu odkuwki

o średnicy Ø 900 mm na dwie części

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

r, m

m

650

700

800

900

1000


Rys.50. Wyznaczony numerycznie rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji

cięcia przy średnicy Ø 900 mm. Wariant 4 Tabela.8

0 100 200 300 400 500

Promień, mm

600

700

800

900

1000

1100

Tem

pera

tura

o C



z termogramu po operacji przecięcia odkuwki na dwie części o średnicy Ø 900 mm

70

<300°C

918,2°Cpunkty pomiarowe

Rys.52. Termogram z zaznaczonymi punktami pomiarowymi temp. po odcięciu odpadu od strony głowy

wlewka Ø 620

670

720

770

820

870

920

970

0 50 100 150 200 250 300

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

r, m

m


Rys.53. Wyznaczony numerycznie rozkład temperatury w przekroju poprzecznym po odcięciu odpadu od

strony głowy wlewka Ø 620 mm. Wariant 4 Tabela.8

0 100 200 300 400

Promień, mm

700

800

900

1000

1100

Tem

pera

tura

o C



z termogramu po operacji odcięcia odpadu od strony głowy wlewka dla odkuwki o średnicy Ø620 mm

71

8.2.1. PRZYROST ZGORZELINY WTÓRNEJ

W tym rozdziale zostaną przedstawione i omówione wyniki obliczeń przyrostu grubości

zgorzeliny wtórnej podczas chłodzenia w powietrzu, wyznaczone na podstawie równań

omówionych w rozdziale 5.

Na rysunku 47 przedstawiono przyrost grubości zgorzeliny wtórnej na powierzchni

odkuwki podczas operacji chłodzenia w powietrzu i przekuwania na średnicę Ø1000 mm.

W początkowym czasie chłodzenia, w pierwszych 15 minutach procesu, zauważa się szybki

wzrost zgorzeliny od 0 do 0,0048 mm. Po tym czasie przyrost stabilizuje się i po 35 minut

osiąga wartość 0,0055 mm.

Zaprezentowane na rysunku 48 przebiegi temperatury powierzchni w przypadku operacji

chłodzenia w powietrzu oraz wydłużania odkuwki, bez udziału zgorzeliny na powierzchni

oraz tylko ze zgorzeliną wtórną, wskazują na brak widocznych zmian temperatury. Niewielki

przyrost grubości zgorzeliny wtórnej zasadniczo nie ma wpływu na przebieg temperatury

odkuwki.

0 10 20 30 40Czas, min

0

0.002

0.004

0.006

Gru

bość

zgo

rzel

iny,

mm

chłodzenie w powietrzu operacja kucia

Rys.55. Przyrost grubości zgorzeliny na powierzchni odkuwki podczas operacji chłodzenia w powietrzu

i wydłużania swobodnego

72

0 20 40 60 80Czas, mim

200

400

600

800

1000

1200

Tem

pera

tura

o C

temperatura powierzchni bez udziału zgorzelinytemperatura powierzchni uwzględniająca przyrost zgorzeliny wtórnej

Rys.56. Temperatura powierzchni odkuwki w przypadku powierzchni bez udziału zgorzeliny oraz

uwzględniająca przyrost zgorzeliny wtórnej

8.3. WSPÓŁCZYNNIK WYMIANY CIEPŁA W CZASIE

OPERACJI WYDŁUŻANIA SWOBODNEGO

Na rysunkach od 49 do 51 przedstawiono wyznaczoną wartość współczynnika wymiany

ciepła w zależności od rodzaju wykonywanej operacji i od grubości zgorzeliny pierwotnej na

wlewku. Analizę wykonano według danych zamieszczonych w tabelach 5 i 7, dla stałych

wartości zgorzeliny na wlewku w czasie wszystkich operacji. Na podstawie analizy danych

przedstawionych na tych rysunkach można zaobserwować zmianę współczynnika wymiany

ciepła podczas kucia w zależności od grubości zgorzeliny.

Współczynnik wymiany ciepła mieści się w zakresie:

- od 22000 do 21500 W/m2K dla powierzchni pokrytej wyłącznie zgorzeliną wtórną, przy

założeniu całkowitego odpadnięcia zgorzeliny pierwotnej,

- od 1500 do 1230 W/m2K dla zgorzeliny 1mm,

- od 820 do 680 W/m2K dla zgorzeliny 2 mm,

- od 580 do 500 W/m2K dla zgorzeliny 3 mm,

73

- od 450 do 380 W/m2K dla zgorzeliny 4 mm.

Natomiast dla operacji chłodzenia w powietrzu (ruch jałowy kowadeł, odsadzanie, odcięcie

odpadu, płukanie ogniowych pęknięć, itp.) wielkość współczynnika wymiany ciepła wynosi

w przybliżeniu około 70 W/m2K.

Wartość współczynnika wymiany ciepła dla zmiennej grubości zgorzeliny na wlewku oraz

1 mm warstwy zgorzeliny na kowadłach przedstawiono na rysunku 52. Wzrost

współczynnika wymiany ciepła spowodowany jest zmniejszaniem się grubości zgorzeliny na


Wyniki badań nad prawidłowym ustaleniem warunków brzegowych wskazują, że dla

procesu swobodnego wydłużania odkuwek najbardziej wiarygodne wartości współczynnika

wymiany ciepła dla czasu styku kowadła z materiałem, mieszczą się w przedziale od 450 do

310 W/m2K. Zostały one wyznaczone na podstawie porównania pomiarów termowizyjnych

z obliczeniami numerycznymi. W analizie uwzględniono wpływ przyrostu zgorzeliny wtórnej

i zgorzeliny pierwotnej, kąt styku powierzchni robaczej kowadła z obrabianym narzędziem

oraz wzrost temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego.

0 20 40 60 80Czas, min

0

5000

10000

15000

20000

25000

Wsp

ółcz

ynni

k w

ymia

ny c

iepł

a W

/m2 K

obliczenia dla wariantu 1

chłodzenie w powietrzu

styk z kowadłem

kuci

e ∅

1000

Rys.57. Zmiana współczynnika wymiany ciepła podczas operacji kucia i operacji chłodzenia w powietrzu

przed dogrzewaniem. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 5 dla wariantu 1

74

0 20 40 60 80Czas, min

0

400

800

1200

1600

Wsp

ółcz

ynni

k w

ymia

ny c

iepł

a W

/m2 K

obliczenia dla wariantu 2obliczenia dla wariantu 3obliczenia dla wariantu 4obliczenia dla wariantu 5


styk z kowadłemkuci

e ∅

1000


przed dogrzewaniem. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 5 dla wariantów 2, 3, 4, i 5

360 400 440 480Czas, min

0

400

800

1200

1600

Wsp

ółcz

ynni

k w

ymia

ny c

iepł

a W

/m2 K

obliczenia dla wariantu 1obliczenia dla wariantu 2obliczenia dla wariantu 3obliczenia dla wariantu 4

kuci

e ∅

900

kuci

e ∅

800

kuci

e ∅

680

kuci

e ∅

620

dogł

adzn

ie ∅

620


styk z kowadłem


po dogrzewaniu. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 7

75

360 400 440 480Czas, min

0

100

200

300

400

500

Wsp

ółcz

ynni

k w

ymia

ny c

iepł

a W

/m2 K

kuci

e ∅

900

kuci

e ∅

800

kuci

e ∅

680

kuci

e ∅

620

dogł

adza

nie

∅62

0

styk z kowadłem



po dogrzewaniu. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 8

8.4. ZMIANA POWIERZCHNI STYKU ODKUWKI Z KOWADŁEM

Przeprowadzono także obliczenia badające wpływ wielkości pola powierzchni styku

kowadła z wlewkiem, w zależności od zastosowanych kowadeł, na temperaturę powierzchni

kutego wlewka. Obliczenia wykonano dla operacji przekuwania na średnicę Ø1000 mm

z wykorzystaniem różnych rodzajów kowadeł oraz z 25% gniotem. Analizę przeprowadzono

dla kowadeł zamieszczonych w tabeli 1. Wyniki badań wpływu geometrii kowadeł

przedstawiono na rysunkach 53 i 54. Udział procentowy pola powierzchni styku wlewka

z różnymi kowadłami w zależności od gniotu przedstawiono na rysunku 55.

Na podstawie udziału procentowego powierzchni styku wybranych kowadeł można

stwierdzić, że największy udział, w przybliżeniu 80% dla gniotów powyżej 15%, posiadają

kowadła rombowe z rozwarciem powierzchni roboczej kowadła α=90º. Mniejszy styk, rzędu

70%, dla gniotu 20% można stwierdzić dla kowadeł rombowych z rozwarciem powierzchni

roboczej kowadła α=120º. Pozostałe rozpatrywane kowadła nie przekraczają udziału styku od

30% dla gniotu 15% do 50% dla gniotu 30%.

76

Zarówno podczas operacji kucia jak i bezpośrednio po chłodzeniu w powietrzu nie

stwierdzono znaczących różnic w zmianach temperatury powierzchni odkuwki. Różnice

w przebiegach temperatury wynoszą tylko 2ºC, w zależności od stosowanych kowadeł.

Dodatkowo wykonano obliczenia, które miały na celu zbadanie, w jaki sposób brak pola

powierzchni styku wlewka z kowadłem wpływa na zmianę temperatury powierzchni oraz osi

odkuwki. W celu porównania posłużono się obliczeniami wykonywanymi dla odkuwki przed

dogrzewaniem, przy zastosowaniu kowadeł płaskich i 25% gniotu oraz dla 2 mm warstwy

zgorzeliny pierwotnej na odkuwce. Wyniki badań analizowanego przypadku przedstawiono

na rysunku 56.

Podczas operacji wydłużania bez udziału powierzchni styku nastąpił około 20ºC wzrost

temperatury powierzchni wlewka w stosunku do wydłużania kowadłami płaskimi. Nie

zaobserwowano zmiany w przebiegu temperatury w osi wału. Widoczne są tylko niewielkie

przesunięcia stref temperatury powyżej 700ºC oraz 800ºC w warstwie przypowierzchniowej

(rysunki 58 i 59).

Spostrzeżono tylko nieznaczne różnice w formowaniu się zgorzeliny wtórnej podczas

opisanych zależności, przedstawionych na rysunku 57. Dzięki powyższym obliczeniom,

można założyć, że zmiana powierzchni styku podczas kucia ma niewielki wpływu na rozkład

temperatur w badanym procesie. Podobne wnioski przedstawione są w pracy [33], w której

nie stwierdzono powiązania współczynnika wymiany ciepła z wartością gniotu lub geometrii

próbki.

77

30 31 32 33 34 35Czas, min

845

850

855

860

865

870

Tem

pera

tura

o C

Typ kowadłapłaskie

kombinowane α=120ο

kombinowane α=90ο

rombowe α=120ο

rombowe α=90ο

asymetryczneradialne

Rys.61. Porównanie zmiany temp. minimalnej wlewka w czasie operacji kucia z wykorzystaniem różnych

kształtów kowadeł oraz 25 % gniotem

36 37 38 39 40Czas, min

844

846

848

850

852

Tem

pera

tura

o C

Typ kowadłapłaskie

kombinowane α=120ο

kombinowane α=90ο

rombowe α=120ο

rombowe α=90ο

asymetryczneradialne

Rys.62. Porównanie zmiany temp. minimalnej wlewka w czasie chłodzenia w powietrzu bezpośrednio po

operacji kucia z wykorzystaniem różnych kształtów kowadeł oraz 25 % gniotem

78

0 10 20 30 40Gniot %

0

20

40

60

80

100

Pol

e po

wie

rzch

ni s

tyku

kow

adła

z w

lew

kiem

%

Typ kowadłakombinowane α=120o

kombinowane α=90o

rombowe α=120o

rombowe α=90o

asymetryczne radialne

Rys.63. Procentowy udział pola powierzchni styku kowadła z wlewkiem podczas operacji kucia

w zależności od rodzaju zastosowanego kowadła i wielkości gniotu

0 20 40 60 80Czas, min

700

800

900

1000

1100

1200

1300

Tem

pera

tura

o C

wydłużanie bez udziału powierzchni stykuwydłużanie kowadłami płaskimi

temp. max

temp. min

Rys.64. Porównanie zmian maksymalnej i minimalnej temperatury powierzchni wlewka podczas operacji

chłodzenia w powietrzu i wydłużania kowadłami płaskimi oraz wynik obliczeń przy założeniu braku styku odkuwki z kowadłami

79

0 20 40 60 80Czas, min

0

0.004

0.008

0.012

0.016

0.02

Gru

bość

zgo

rzel

iny

wtó

rnej

kg/

m2

wydłużanie bez udziału powierzchni stykuwydłużanie kowadłami płaskimi

oper

acja

wyd

łuża

nia

chło

dzen

ie w

pow

ietr

zu

chło

dzen

ie w

pow

ietr

zu

Rys.65. Porównanie przyrostu zgorzeliny wtórnej podczas operacji chłodzenia w powietrzu i wydłużania

kowadłami płaskimi oraz wynik uzyskany przy braku powierzchni styku odkuwki z kowadłami

0 50 100150200250300350400450500

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

r, m

m

700

800

900

1000

1100

1150

Temp. °C

Rys.66. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym wlewka po operacji przekuwania na średnicę

Ø1000 mm, uzyskany przy założeniu braku styku odkuwki z kowadłami

80

700

800

900

1000

1100

1150

0 50 100150200250300350400450500

r, mm

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

r, m

m

Temp. °C

Rys.67. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym wlewka po operacji przekuwania na średnicę

Ø1000 mm

8.5. WZROST TEMPERATURY W WYNIKU ODKSZTAŁCENIA

PLASTYCZNEGO

W modelu numerycznym uwzględniony został wzrost temperatury materiału, wywołany

odkształceniem plastycznym. Wyniki obliczeń dla poszczególnych operacji przekuwania

przedstawiono w tabeli 9. Zarówno dla przekuwania odkuwki o średnicy Ø1000 mm jak

i Ø620 mm wzrost temperatury jest bardzo nieznaczny. Praktycznie nie ma on wpływu na

przebieg zmian temperatury odkuwki podczas kucia oraz chłodzenia.

Tabela.9. Wzrost temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego

L.p. Rodzaj operacji Wzrost temperatury K

1. Przekuwanie na średnicę Ø1000 mm 4,9





81

Zbadano także wielkość energii, jaka wynika z odkształcenia plastycznego materiału.

Pozwoliło to na obliczenie wzrostu temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego oraz

zweryfikowanie uzyskanych wyników obliczeń analitycznych z wynikami numerycznymi.

W tym celu wykonano obliczenia analityczne dla wydłużania na średnicę Ø1000 mm,

Ø900 mm, Ø800 mm, Ø680 mm, Ø620 mm. Całkowitą energię odkształcenia wyliczono

z następującej zależności [25]:

Vd

d

d

h

d

dL pσσσσµµµµ

−−−−

++++==== )1(

9

2ln

3

2

1

12

1 (50)

gdzie:

V – objętość odkszałcanego walca, m3

µ – współczynnik tarcia

σp – naprężenie uplastyczniające, MPa

d1 – średnica początkowa, m

d2 – średnica końcowa, m

h – długość początkowa odkuwki, m

Naprężenie uplastyczniające wyliczono na podstawie wzorów Shidy (32). Założono

współczynnik tarcia o wartości 0,45. Długość wału wynosi 6470 mm.

W pracy wyliczono energię odkształcenia stosując uproszczony wzór [74]:

2

1lnd

dVL pσσσσ==== (51)

Wzrost temperatury w wyniku pracy odkształcenia wyliczono z następującego wzoru [74]:

Vc

Lt

p

def ρρρρ==== (52)

przy czym, cp wyliczono z zależności (39), (40) oraz (43), natomiast ρ z zależności (44).

Wyniki obliczeń dla poszczególnych operacji wydłużania zamieszczono w tabeli 10 oraz

w tabeli 11. Zastosowanie zarówno zależności (51) jak i (52) pozwoliło uzyskać zbliżone do

siebie przyrosty temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego. Porównano je

z wartościami uzyskanymi w wyniku obliczeń numerycznych, zamieszczonymi w tabeli 9.

Uzyskano zadawalającą zgodność obliczeń z zastosowaniem różnych metod wyznaczania

przyrostu temperatury.

82

Tabela.10. Praca odkształcenia plastycznego wg zależności (50) i (51)

L.p. Rodzaj operacji Praca odkształcenia

plastycznego, MJ (wg zależności (50))

Praca odkształcenia plastycznego, MJ

(wg zależności (51)) 1. Przekuwanie na średnicę Ø1000 mm 102,8 84,1

2. Przekuwanie na średnicę Ø900 mm 6,06 5,21




Tabela.11. Wzrost temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego wg zależności (50) i (51)

L.p. Rodzaj operacji Naprężenie

uplastyczniające MPa

Wzrost temperatury, K

(wg zależności (50))

Wzrost temperatury, K

(wg zależności (51))

1. Wydłużanie na

średnicę Ø1000 mm 50 5,9 4,9

2. Wydłużanie na

średnicę Ø900 mm 63 1,5 1,3

3. Wydłużanie na


4. Wydłużanie na


5. Wydłużanie na


83

9. WNIOSKI

W pracy dokonano analizy warunków brzegowych wymiany ciepła na powierzchni styku

narzędzi z odkształcanym materiałem podczas kucia swobodnego dużych wlewków.

W modelu matematycznym uwzględniono wzrost zgorzeliny wtórnej, grubość zalegającej

zgorzeliny pierwotnej, pole powierzchni styku kowadeł z wlewkiem oraz wzrost temperatury

wywołany odkształceniem plastycznym.

W pierwszej części pracy wykonano pomiary temperatury powierzchni oraz rozkładu

temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki. Badanie przeprowadzono w warunkach

przemysłowych przy użyciu kamery termowizyjnej. Uzyskane dane z pomiarów przyczyniły

się do ustalenia prawidłowych czasów trwania poszczególnych operacji oraz podstawowych

parametrów charakterystycznych dla procesu wydłużania dużych wlewków. Uzyskane

temperatury zostały zweryfikowane poprzez wyliczenie właściwej emisyjności powierzchni

odkuwki. Dla omawianego zagadnienia zmienia się ona liniowo od 0,82 przy temperaturze

1100ºC do 0,91 przy temperaturze 600ºC. Do celów porównawczych wyników obliczeń

numerycznych z wynikami pomiarów termowizyjnych użyto średniej temperatury


W rozdziale „Wpływ zgorzeliny na temperaturę odkuwki” dokonano analizy wpływu

grubości zgorzeliny pierwotnej, znajdującej się na powierzchni odkuwki po operacji

dogrzewania w piecu komorowym, na temperaturę powierzchni i osi odkuwki oraz na rozkład

temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki. Ze względów praktycznych dokonano

podziału całego czasu procesu na operacje wykonywane do dogrzewania oraz na operacje

wykonywane po dogrzewaniu. Dodatkowo obliczenia podzielono na dwie części, w których

dokonano porównania uzyskanych wyników obliczeń numerycznych z wynikami pomiarów.

W pierwszej części, do obliczeń numerycznych zastosowano stałą wartość grubości

zgorzeliny w czasie danej operacji, wynoszącą odpowiednio: 1mm, 2mm, 3mm, 4mm.

W drugiej części grubość zgorzeliny ulegała zmianom wraz ze zmianą średnicy wału. W tej

części obliczeń uwzględniono także wpływ zgorzeliny zalegającej na kowadłach w wyniku

ich mechanicznego i termicznego uszkodzenia. W efekcie przeprowadzonych porównań, za

najbardziej poprawne rozwiązanie przyjęto takie, w którym uwzględniono zużycie kowadeł

oraz spadek grubości zgorzeliny pierwotnej w wyniku kucia. Poprawność zastosowanego

sposobu ujęcia zagadnienia dodatkowo potwierdzono wynikami pomiaru pola temperatury

kutego wlewka.

84

W rozdziale omawiającym wpływ zgorzeliny wtórnej przedstawiono wyniki obliczeń

narastania grubości zgorzeliny wtórnej podczas operacji chłodzenia w powietrzu oraz

wydłużania. Zaobserwowano szybki wzrost grubości zgorzeliny w pierwszej fazie chłodzenia,

w ciągu pierwszych 15 minut, a następnie przejście do znacznie wolniejszego przyrostu,

o charakterze zbliżonym do rozkładu liniowego.

W wyniku opisanych powyżej zależności, uzyskano zmienną wartość współczynnika

wymiany ciepła, zależną od grubości zgorzeliny pierwotnej znajdującej się na wlewku oraz

przyrostu zgorzeliny wtórnej. Rozdział „Współczynnik wymiany ciepła w czasie operacji

wydłużania swobodnego” został poświęcony omawianej wielkości. Ustalono, że dla procesu

wydłużania swobodnego dużych wlewków współczynnik wymiany ciepła mieści się

w granicach od 450 W/m2K do 310 W/m2K.

W rozdziale „Zmiana powierzchni styku odkuwki z kowadłem” dokonano analizy

porównawczej udziału pola powierzchni styku, przy zastosowaniu różnych kowadeł.

Dodatkowo dokonano oceny zmiany temperatury odkuwki dla procesu wydłużania bez

udziału powierzchni styku. Otrzymane wyniki wskazują na niewielki wpływ udziału

powierzchni styku w zależności od zastosowanego kowadła na rozkład temperatury odkuwki.

W pracy badano także wpływ odkształcenia plastycznego na wzrost temperatury materiału.

Wykonano obliczenia dla każdej z badanych średnic rozpatrywanego procesu. Wyniki analizy

wzrostu temperatury odkuwki wywołanej odkształceniem plastycznym podczas wydłużania

wskazują na nieznaczny jej wpływ na pole temperatury.

Analiza wykonanych badań i obliczeń pozwoliła na sformułowanie następujących

podstawowych wniosków:

1. Opracowany model matematyczny oraz numeryczny warunków brzegowych

pozwala poprawnie modelować rozkład temperatury w procesie wydłużania

swobodnego dużych wlewków.

2. W omawianym procesie niezwykle ważne jest ustalenie poprawnej grubości

zgorzeliny pierwotnej znajdującej się na wlewku oraz stopnia zużycia kowadeł.

3. Wielkość pola powierzchni styku odkuwki z kowadłami w nieznacznym stopniu

wpływa na zmianę temperatury odkuwki.

4. Odkształcenie plastyczne spowodowane wydłużaniem nie powoduje istotnych

zmian temperatury kutego wlewka.

5. W omawianym procesie wartość współczynnika wymiany ciepła znajduje się

w zakresie od 450 W/m2K do 310 W/m2K.

85

Dalsze uściślenie i uzupełnienie warunków brzegowych w badanym procesie należy

prowadzić w kierunku szczegółowych badań ustalenia grubości zgorzeliny podczas procesu

kucia oraz ustalenia stopnia odpadania od podłoża.

Badania przedstawione w pracy dofinansowane były przez Ministerstwo Nauki

i Szkolnictwa Wyższego w ramach projektu: 3 T08B 001 28.

86

10. LITERATURA

[1] – Altan T., Oh S., Gegel H.L.: Metal Forming: Fundamentals and Applications, ASM, USA, 1983

[2] – Altenbach J., Sacharov A. S.: Die Methode der Finiten Elemente in der Festkorpemechanik. VEB Fachbuchverlag, Leipzig, 1982

[3] – Banaszek G.: Wpływ kształtu narzędzi i głównych parametrów kucia na jakość wewnętrzną odkuwek, Praca doktorska, PCZ, Częstochowa 2002

[4] – Billigmann J.: Spęczanie i prasowanie, PWT, Warszawa 1959

[5] – Burte P.R., Yong-Taek I., Altan T., Semiatin S.L., Measurement and Analysis of Heat Transfer and Friction During Hot Forging, Journal of Engineering for Industry, vol. 112, no. 11, 1990, 332 – 339

[6] – Chen W.C., Samarasekera I.V., Kumar A., Hawbolt E.B.: Mathematical modelling of heat flow and deformation during rough rolling, Ironmaking and Steelmaking, vol. 20, no. 20, 1993, 113 - 125

[7] – Dadras P., Wells W.R.: Heat Transfer Aspects of Nonisothermal Axisymmetric Upset Forging, Journal of Engineering for Industry, vol. 106, 1984, 187 – 195

[8] – Devadas C., Samarasekera I.V.: Heat Transfer during Hot Rolling of Steel Strip, Ironmaking and Steelmaking, vol. 13, no. 6, 1986, 311 – 321

[9] – Devadas I.V., Samarasekera, Hawbolt E.B.: The Thermal and Metallurgical State of Steel Strip during Hot Rolling: Part I. Charakterization of Heat Transfer, Metallurgical Transactions A, vol. 22A, 1991, 307 – 319

[10] – Donald B., Oancea G.: Visual Basic 6 od podstaw, Translator s.c., Warszawa 2001

[11] – Dyja H.S., Banaszek G.A.,. Grynkevych V.A,. Danchenko V.N: Kontaktowe wnikanie ciepła, WIPMiFS, Częstochowa, 2004

[12] – Engels-Müllges G., Uhlig F.: Numerical algorithms with Fortran. Springer Verlag, Berlin, 1996

[13] – Foryst J.: Wytrawianie stali, PWT, Warszawa 1953

[14] – Gierzyńska-Dolna M., Pietrzyk M., Kucharczyk Z., Lacki P.: Influence of the lubricant on temperature distribution in the forging dies, Steel Research, vol. 66, no. 10, 1995, 424 – 429

[15] – Grosman F., Hadasik E.: Technologiczna plastyczność metali, badania plastometryczne, WPŚ, Gliwice 2005

[16] – Gołdasz A.: Wpływ warunków brzegowych oraz materiału wlewnicy na pole temperatury krzepnącego wlewka, Praca doktorska, AGH, Kraków 2003

87

[17] – Hadała B., Malinowski Z.: Wymiana ciepła procesie wydłużania swobodnego i dogrzewania międzyoperacyjnego odkuwki wału, Hutnik, nr 7- 8, 2005, 401 – 406

[18] – Hadała B., Malinowski Z.: The influence of the scale formation and the die angle on the heat transfer in the drawing out process, Computer Methods in Materials Science, vol. 7, no. 2, 2007, 218 – 223

[19] – Hirschvogel M.: Recent Developments in Industrial Practice of Warm Working, Joural of Mechanical Working Technology, no. 2, 1979, 317 – 332

[20] – http://kmpm.agh.edu.pl/dyd/mod/Modelowanie_wlasnosci

[21] – Jain V.K.: Determination of Heat Transfer Coefficient for Forging Aplications, Journal of Materials Shaping Technology, vol. 8, no. 3, 1990

[22] – Jerke N.: Visual Basic 6: Kompendium wiedzy, PLJ, Warszawa 2000

[23] – John G.L.: An Experimental Study of Boundary Conditions in Hot and Cold Flat Rolling, Annals of the CIPR, vol. 39, no 1, 1990, 279 – 282

[24] – Kajzer S., Kozik R., Wusatowski R.: Wybrane zagadnienia z procesów obróbki plastycznej metali, WPŚ, Gliwice 1997

[25] – Kasprzak K.: Procesy kucia swobodnego i półswobodnego, PMPPŚ, Kielce 1980

[26] – Kieloch M.: strata stali w piecach grzewczych, Hutnik, nr 7-8, 1986, 206 – 214

[27] – Kieloch M.: Wpływ temperatury na stratę stali w spalinach gazu koksowniczego, Hutnik, nr 4, 1983, 136 – 138

[28] – Kieloch M., Boryca J.: Analiza wpływu temperatury nagrzewania na przyczepność zgorzeliny do podłoża stalowego, Hutnik, nr 12, 2003, 485 – 488

[29] – Kieloch M., Boryca J., Radomski G.: Pomiery przyczepności zgorzeliny do podłoża stalowego, Hutnik, nr 2, 2002, 58 – 63

[30] – Kühn M., Deters F.: Zur Verzunderung von Stahl in Gasen mit mehreren oxidierenden Komponenten, Arch. Eisenh. 1975, nr 8, s. 515 – 520

[31] – Kukuryku B.: Analiza naprężeń i odkształceń w procesie kucia swobodnego, Metal Forging’99, Częstochowa, 20 – 22 września, 1999

[32] – Kukuryku B.: Analiza naprężeń i odkształceń w procesie kucia narzędziami wypukłymi, Rudy i Metale Nieżelazne, r 48, 2003, nr 10-11, 530 – 533

[33] – Kukuryk B: Symetryczny i asymetryczny proces kucia dużych wlewków. WPCz, Częstochowa, 1994

[34] – Kukuryku B.: Wpływ parametrów termomechanicznych na przebieg procesu kucia, Rudy i Metale Nieżelazne, r 42, 1997, nr 11, 493 – 496

88

[35] – Kukuryk B.: Zastosowanie charakterystyk technologicznej plastyczności przy projektowaniu procesu kucia, Rudy i Metale Nieżelazne, r 40, 1995, nr 11, 493 – 495

[36] – Konovalov Ju.V., Ostapenko A.L., Ponomarew V.I.: Rascet parametrov listovoj prokatki. Spravocnik, Moskva, 1986

[37] – Krzekotowski Z.: Technologia kucia swobodnego i półswobodnego, Wyd. „Śląsk”, Katowice 1964

[38] – Lacki P.: Wpływ tarcia na nierówność odkształceń wyrobu w procesie kucia swobodnego, Trybologia, nr 4, 2003, s. 289 – 299

[39] – Lacki P.: Wybrane aspekty opisu parametrów kucia swobodnego, Przegląd Mechaniczny, nr 6, 2001, 38 – 41

[40] – Lenard J.G: An Experimental Study of Boundary Conditions in Hot and Cold Flat Rolling, Annals of the CIRP, vol. 39, no 1, 1990, 279 – 282

[41] – Li Y.H., Sellars C.M.: Evaluation of Interfacial Heat Transfer and Friction Conditions and Their Effects on Hot Forming Processes, 37th WMSP Conf. Proc., vol. 33, 1996, 385 – 393

[42] – Malak Z.: Wpływ warunków nagrzewania stali na powstanie zgorzeliny, Obróbka Plastyczna, t. 7, zesz. 1, 1968, 25 – 39

[43] – Malinowski Z.: Analysis of Temperaure Fields in the Tools Durling Forging of Axially Symmetrical Parts, Archives of Metallurgy, vol. 46, 2001, 93 – 118

[44] – Malinowski Z.: Modelowanie procesów kucia zmodyfikowaną metodą elementów skończonych, Międzynarodowa Konferencja Naukowo-Techniczna Kucie Swobodne – III, AGH, Kraków 1990

[45] – Malinowski Z.: Numeryczne modelowanie w przeróbce plastycznej i wymianie ciepła. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne AGH, Kraków, 2005

[46] – Malinowski Z.: Określenie optymalnych warunków nagrzewania wlewków kuźniczych, uwzględniających ciepło odlewania, straty ciepła w czasie transportu oraz zmiany struktury i naprężeń w czasie nagrzewania, Sprawozdanie z projektu celowego PC-7 T08B 158 99 C/4117, Kraków, 2001

[47] – Malinowski Z., Głowacki M., Pietrzyk M.: Finite element metod in application to 3-D problems simulation of the heating of blooms. Archives of Metallurgy, vol. 39, 1994, 277 – 294

[48] – Malinowski Z., Głowacki M., Pietrzyk M.: Finite element the simulation of the ring rolling process, The 5th International ESAFORM Conference on Material Forming, April 14-17, 2002, Kraków, 607 – 610

[49] – Malinowski Z., Hadała B., Opracowanie technologii kucia oraz uruchomienie produkcji odkuwek o złożonych kształtach z dużych wlewków z zastosowaniem

89

dogrzewania międzyoperacyjnego. Sprawozdanie z projektu celowego 10T08035, Kraków 2000

[50] – Malinowski Z., Lenard J.G., Davies M.E.: A study of the heat-transfer coefficient as a function of temperature and pressure, Journal of Materials Processing Technology, vol. 41, 1994, 125 – 142

[51] – Marquis H., Smith E.: Visual Basic 6. Narzedzia programowania, MIKON, Warszawa 2001

[52] – McCarter D.: Visual Basic. Wskazówki i techniki, MIKON, Warszawa 2001

[53] – Mrowec S.: Mechanizm utleniania metali w atmosferach złożonych. Archiwum Hutnictwa T.24, 1979, nr 1, s. 3-36

[54] – Mrowec S., Werber T.: Nowoczesne materiały żaroodporne. WNT, Warszawa 1982

[55] – Mrowec S.: Zarys teorii utleniania metali. Śląsk, Katowice 1971

[56] – Murata K., Morise H., Mitsutsuka M., Naito H., Komatsu T., Shida S.: Heat Transfer between Metals in Contact and Its Application to Protection of Rolls, Transactions ISIJ, vol. 24, 1984, B-309

[57] – Murthy A., Lenard J.G.: Statistical Evaluation of Some Hot Rolling Theories, Journal of Engineering Materials and Technology, vol. 104, nr 1, 1982, pp. 47 – 52

[58] – Opel L.I., Waszczenko A.I., Klimuszkin A.K., Szulc L.A., Issledowanie okislenia metalla posle nagrewa w pieci: Ćiernaja metalurgia, nr 5, 1974, s. 177 – 179

[59] – Pawelski O.: Berechnung der Wärmedurchgangszahl für das Warmwalzen und Schmieden. Archiv für das Eisenhüttenwesen, 40, 1969, 821 – 827

[60] – Pietrzyk M.: Metody numeryczne w przeróbce plastycznej metali, Wydawnictwo AGH, Kraków, 1992

[61] – Pietrzyk M., Głowacki M., Kusiak J.: Termomechaniczna symulacja procesów plastycznej przeróbki metali, Hutnik, nr 4, 1991, s. 134 – 138

[62] – Pietrzyk M., Lenard J.G.: Experimental Substantiation of a Thermal-Mechanical Model of the Plane Strain Compression Process, Proc. CMEM’91, Montreal, eds.: Sousa A., Brebbia

[63] – Pietrzyk M., Lenard J.G.: Simulation of Thermal Events in the Continuous Hot Rolling of Steel Strips, 35TH Mechanical Working and Steel Processing Conference Proceedings, ISS-AIME, vol. 31, 1994, 141 – 146

[64] – Pietrzyk M., Lenard J.G.: The Effect of the Temperature Rise of the Roll on the Simulation of the Flat Rolling Process, Journal of Materails Processing Technology, vol. 22, 1990, 177 – 190

90

[65] – Pietrzyk M., Kusiak H., Lenard J.G.: Wymiana ciepła między odkształcanym metalem i narzędziem w procesach plastycznej przeróbki, Hutnik, 1992, s. 153 – 159

[66] – Pietrzyk M., Kusiak H., Lenard J.G., Malinowski Z.: Heat exchange between the woekpiece and the tool in the metal forming provesses, The 6th Int. Conf. Formability'94, eds, Bartecek J., Ostrava 24-27 Oct., Czech Republic, 1994, 329 – 338

[67] – Sachs K., Tuck C.W.: Surface Oxidation of Steel in Industrial Furnaces. W.:Reheating for Hot Working - Proceedings of the Conference at the Imperial Collego of Science and Technology. London 1967, s. 1 – 17

[68] – Sadok L., Pietrzyk M., Paćko M., Lenard J.G.: A Study of the Interface Heat Transfer Coefficient in Metal-Forming Processes, First International Conference on Transport Phenomena in Processing, Honolulu, March 22-26, 1992, 515 – 523

[69] – Sadok L., Pietrzyk M., Paćko M., Wilk K., Grzesiak J.: Pomiar temperatury w procesach plastycznej przeróbki metali, Hutnik, nr 10, 1991, str. 331 – 336

[70] – Sadok L., Wójtowicz S.: Przyczepność zgorzeliny do walcówki ze stali węglowych, Hutnik, nr 5, 1980, 201 – 205

[71] – Semiatin S.L.: Metals Handbook Ninth Edition, vol. 14, Forming and Forging, ASM, Ohio, 1988

[72] – Semiatin S.L., Collings E.W., Wood V.E., Altan T.: Determination of the Interface Heat Transfer Coefficient for Non-Isothermal Bulk-Forming Processes, Journal of Engineering for Industry, vol. 109, 1987, 49 – 57

[73] – Senkara T.: Obliczenia cieplne pieców grzewczych w hutnictwie, Katowice, 1983

[74] – Seredynski F.: Prediction of plate cooling durling rolling-mill operation, Journal of the Iron and Steel Institute, 211, 1973, 197-203

[75] – Silvonen A., Malinen M., Korhonen A.S.: A finite element study of plane strain hot rollong, Scandinavian Journal of Metallurgy, vol. 16, 1987, 103 – 108

[76] – Sińczak J.: Procesy przeróbki plastycznej, WN Akapit, Kraków 2003

[77] – Sińczak J., Głowacki M.: Modelowanie procesu wydłużania swobodnego wlewków kuźniczych w kowadłach płaskich, Hutnik, nr 9, 1997, 377 – 381

[78] – Swrtzfager G., Chandak R., Chandak P., Alvarez S.: Visual Basic 6. Programowanie obiektowe, Translator s.c., Warszawa 2001

[79] – Tajc N.Ju., Rozengart Ju.I.: Metodiczeskije nagrewatielnyje pieczi. Metallurgizdat, Moskwa 1964

[80] – Thayer R.: Visual Basic 6. Księga eksperta, HELION, Gliwice 1999

[81] – Treichel W.: Ćwiczenia z języka Visual Basic 6, MIKON 2001

91

[82] – Walnym C.: Visual Basic 6 nie tylko dla orłów, Intersofland, Warszawa 1999

[83] – Waszczenko A.I.: Okislenie i obezuglerożiwanije stali. Metallurgija, Moskwa 1972

92

11. SPIS RYSUNKÓW

Rys.1. Przebieg utleniania żelaza w atmosferze o zawartości 2% O2 i 98% N2 [30].........12

Rys.2. Przyrost masy zgorzeliny dla stali 30HGSA w zależności od czasu, przy utlenianiu w produktach spalania naturalnego gazu w temperaturze 1200ºC i ochłodzeniem w atmosferze powietrza ∆M (1 - 7) oraz utlenianiem w atmosferze powietrza ∆m1 (8 - 12): 1- n = 1,3; 2 – n = 1,1; 3 – n = 0,9; 4 – n = 0,8; 5 – n = 0,7; 6 – n = 0,55; 7 – n = 0,45; 8 – t = 1200ºC; 9 - t = 1100ºC; 10 - t = 1000ºC; 11 - t = 900ºC; 12 - t = 800ºC; 13 – zmiana temperatury próbki w procesie nagrzewania i ochłodzenia [58] ...............................................13

Rys.3. Prędkość wzrostu zgorzeliny dla stali 30HGSA, przy utlenianiu w atmosferze powietrza w warunkach izotermicznych (1-5), przy chłodzeniu od temperatury 1200ºC (6) i przy eksperymentalnym obniżeniu temperatury ochładzającej się próbki stali (7) w zależności od czasu: 1 – t = 1200ºC; 2 – t = 1100ºC; 3 – t = 1000ºC; 4 – t = 900ºC; 5 – t = 800ºC [58] ...............................13

Rys.4. Wydłużanie [3]: a – schemat operacji, b - parametry geometryczne kowadeł, gdzie: Lk – szerokość całkowita kowadła, Hw – wysokość wykroju kowadła, Bw – szerokość wykroju kowadła, R0 – promień materiału wejściowego, αk – kąt rozwarcia powierzchni roboczej kowadła, Bk - długość kowadła, rk - promień zaokrąglenia krawędzi kowadła, lp – posuw bezwzględny, h0, h – wysokość początkowa i końcowa wydłużanego materiału ....................................14

Rys.5. Kształt kowadeł: a – płaskie, b – radialne z promieniem zaokrąglenia powierzchni roboczej αk=120°, c – kombinowane z kątem rozwarcia powierzchni roboczej αk=120°, d – kombinowane z kątem rozwarcia powierzchni roboczej αk=90°, e – kowadła rombowe z kątem rozwarcia powierzchni roboczej αk=120°, f – kowadła rombowe z kątem rozwarcia powierzchni roboczej αk=90°[3] ..........................................................................16

Rys.6. Przykład siatki elementów w płaszczyźnie x1 - x2 przekroju poprzecznego odkuwki...............................................................................................................22

Rys.7. Schemat warunków brzegowych przyjętych do obliczeń ......................................23

Rys.8. Okno startowe interfejsu graficznego ...................................................................31

Rys.9. Okno główne interfejsu graficznego .....................................................................31

Rys.10. Okno z objaśnieniem możliwości zastosowania rodzajów stali.............................32

Rys.11. Okno umożliwiające podane rodzaj wykonywanych operacji ...............................32

Rys.12. Okno dotyczące operacji kucia.............................................................................33

Rys.13. Okno umożliwiające zapoznanie się z wynikami ..................................................33

Rys.14. Wykres zależności temperatury maksymalnej od czasu procesu uzyskany w wyniku działania interfejsu graficznego............................................................34

Rys.15. Komunikat wyświetlany po uruchomieniu programu............................................34

Rys.16. Przebieg zmiany emisyjności badanego obiektu zgodnie z zależnością (23) .........41

93

Rys.17. Termogram z zaznaczonym obszarem pomiaru temperatury powierzchni odkuwki w czasie operacji wydłużania.................................................................41

Rys.18. Przebieg zmian temp. max, min i średniej powierzchni odkuwki uzyskany pomiarami kamerą termowizyjną przed dogrzewaniem ........................................42

Rys.19. Przebieg zmian temp. max, min i średniej powierzchni odkuwki uzyskany pomiarami kamerą termowizyjną po dogrzewaniu................................................43

Rys.20. Przebieg zmiany temperatury powierzchni oraz osi odkuwki dla wariantów obliczeń numerycznych opisanych w tabeli 5 oraz ich porównanie z pomiarami kamerą termowizyjną.......................................................................45

Rys.21. Temperatura powierzchni wlewka po 12 minutach od momentu wyjęcia z pieca, w czasie operacji zakuwania uchwytu......................................................46

Rys.22. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji kucia na średnicę Ø1000 wg danych zestawionych w tabeli 5 .............................................................................................................47

Rys.23. Przebieg zmiany temperatury powierzchni odkuwki obliczony numerycznie oraz zmierzony kamerą termowizyjną podczas kucia na koło Ø1000 i operacji pomocniczych wg schematu zamieszczonego w tabeli 6 .......................49

Rys.24. Porównanie temperatury powierzchni odkuwki uzyskanej w wyniku obliczeń numerycznych dla kowadeł pokrytych 1mm warstwą zgorzeliny oraz wlewka pokrytego 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej, z wynikami pomiarów kamerą termowizyjną dla procesu kucia odkuwki o średnicy 1000 mm ................50

Rys.25. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji wydłużania do średnicy 1000 mm, uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych z 1mm warstwą zgorzeliny na kowadłach oraz wlewka pokrytego 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej...................................................50

Rys.26. Przebieg zmiany temperatury powierzchni i osi odkuwki obliczonych numerycznie dla warunków z tabeli 7 oraz wyniki pomiarów kamerą termowizyjną wykonane po operacji dogrzewania................................................52

Rys.27. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji kucia na Ø900 wg danych zamieszczonych w tabeli 7 .........53

Rys.28. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji kucia na średnicę Ø800 wg danych zamieszczonych w tabeli 7 .............................................................................................................54



Rys.31. Numerycznie wyznaczone pole temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji dogładzania na średnicę Ø620 wg danych zamieszczonych w tabeli 7 ...................................................................................57

94

Rys.32. Przebieg zmiany temperatury powierzchni odkuwki dla wariantów symulacji opisanych w tabeli 8 oraz pomiarów kamerą termowizyjną po operacji dogrzewania.........................................................................................................60

Rys.33. Porównanie temperatury powierzchni odkuwki uzyskanej w wyniku obliczeń numerycznych dla kowadeł pokrytych 1mm warstwą zgorzeliny oraz odkuwki pokrytej 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej, z wynikami pomiarów kamerą termowizyjną dla procesu kucia odkuwki o średnicy 900 mm ......................................................................................................................61

Rys.34. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji wydłużania do średnicy 900 mm, uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych z 1mm warstwą zgorzeliny na kowadłach oraz powierzchni odkuwki pokrytej 4 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej .......................................61





Rys.39. Porównanie temperatury powierzchni uzyskanej w wyniku obliczeń numerycznych dla kowadeł pokrytych 1mm warstwą zgorzeliny oraz odkuwki pokrytej 2,5 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej, z wynikami pomiarów kamerą termowizyjną dla procesu dogładzania odkuwki o średnicy 620 mm................................................................................................................64

Rys.40. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji dogładzania średnicy 620 mm, uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych z 1mm warstwą zgorzeliny na kowadłach oraz powierzchni odkuwki pokrytej 2,5 mm warstwą zgorzeliny pierwotnej ................................................................64

Rys.41. Rozkład temperatury powierzchni odkuwki w czasie operacji przekuwania na średnicę 1000 mm. ...............................................................................................65

Rys.42. Rozkład temperatury powierzchni odkuwki w czasie operacji przekuwania na średnicę 900 mm..................................................................................................65


95



Rys.46. Termogram z zaznaczonymi punktami pomiaru temperatury po odcięciu odpadu od strony stopy wlewka dla średnicy Ø 620 mm ......................................68

Rys.47. Wyznaczony numerycznie rozkład temperatury w przekroju poprzecznym po odcięciu odpadu od strony stopy wlewka dla średnicy Ø 620 mm. Wariant 4 Tabela.8 ...............................................................................................................68

Rys.48. Rozkład temperatury uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych oraz pomiarów odczytanych z termogramu po operacji odcięcia odpadu od strony stopy wlewka dla średnicy Ø 620 mm..................................................................68

Rys.49. Termogram z zaznaczonymi punktami pomiarowymi temperatury po przecięciu odkuwki o średnicy Ø 900 mm na dwie części ....................................69

Rys.50. Wyznaczony numerycznie rozkład temperatury w przekroju poprzecznym odkuwki po operacji cięcia przy średnicy Ø 900 mm. Wariant 4 Tabela.8 ............69

Rys.51. Rozkład temperatury uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych oraz pomiarów odczytanych z termogramu po operacji przecięcia odkuwki na dwie części o średnicy Ø 900 mm ........................................................................69

Rys.52. Termogram z zaznaczonymi punktami pomiarowymi temp. po odcięciu odpadu od strony głowy wlewka Ø 620................................................................70

Rys.53. Wyznaczony numerycznie rozkład temperatury w przekroju poprzecznym po odcięciu odpadu od strony głowy wlewka Ø 620 mm. Wariant 4 Tabela.8 ...........70

Rys.54. Rozkład temperatury uzyskany w wyniku obliczeń numerycznych oraz pomiarów odczytanych z termogramu po operacji odcięcia odpadu od strony głowy wlewka dla odkuwki o średnicy Ø620 mm ................................................70

Rys.55. Przyrost grubości zgorzeliny na powierzchni odkuwki podczas operacji chłodzenia w powietrzu i wydłużania swobodnego ..............................................71

Rys.56. Temperatura powierzchni odkuwki w przypadku powierzchni bez udziału zgorzeliny oraz uwzględniająca przyrost zgorzeliny wtórnej ................................72

Rys.57. Zmiana współczynnika wymiany ciepła podczas operacji kucia i operacji chłodzenia w powietrzu przed dogrzewaniem. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 5 dla wariantu 1 ...........................................................73

Rys.58. Zmiana współczynnika wymiany ciepła podczas operacji kucia i operacji chłodzenia w powietrzu przed dogrzewaniem. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 5 dla wariantów 2, 3, 4, i 5...........................................74

Rys.59. Zmiana współczynnika wymiany ciepła podczas operacji kucia i operacji chłodzenia w powietrzu po dogrzewaniu. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 7 ..................................................................................74

Rys.60. Zmiana współczynnika wymiany ciepła podczas operacji kucia i operacji chłodzenia w powietrzu po dogrzewaniu. Obliczenia wg schematu przedstawionego w tabeli 8 ..................................................................................75

96

Rys.61. Porównanie zmiany temp. minimalnej wlewka w czasie operacji kucia z wykorzystaniem różnych kształtów kowadeł oraz 25 % gniotem .......................77

Rys.62. Porównanie zmiany temp. minimalnej wlewka w czasie chłodzenia w powietrzu bezpośrednio po operacji kucia z wykorzystaniem różnych kształtów kowadeł oraz 25 % gniotem..................................................................77

Rys.63. Procentowy udział pola powierzchni styku kowadła z wlewkiem podczas operacji kucia w zależności od rodzaju zastosowanego kowadła i wielkości gniotu...................................................................................................................78

Rys.64. Porównanie zmian maksymalnej i minimalnej temperatury powierzchni wlewka podczas operacji chłodzenia w powietrzu i wydłużania kowadłami płaskimi oraz wynik obliczeń przy założeniu braku styku odkuwki z kowadłami.........................................................................................................78

Rys.65. Porównanie przyrostu zgorzeliny wtórnej podczas operacji chłodzenia w powietrzu i wydłużania kowadłami płaskimi oraz wynik uzyskany przy braku powierzchni styku odkuwki z kowadłami ...................................................79

Rys.66. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym wlewka po operacji przekuwania na średnicę Ø1000 mm uzyskany przy założeniu braku styku odkuwki z kowadłami ..........................................................................................79

Rys.67. Rozkład temperatury w przekroju poprzecznym wlewka po operacji przekuwania na średnicę Ø1000 mm....................................................................80

97

12. SPIS TABEL

Tabela.1. Empiryczne zależności określające udział pola powierzchni styku odkuwki z kowadłami. .........................................................................................25

Tabela.2. Przyrost masy zgorzeliny w funkcji temperatury powierzchni materiału i czasu chłodzenia [58].........................................................................................26

Tabela.3. Skład chemiczny stali 34CrNiMo6 ................................................................35

Tabela.4. Zestawienie operacji wykonywanych w czasie wydłużania swobodnego wlewka oraz czasu trwania poszczególnych operacji w rzeczywistym procesie................................................................................................................39

Tabela.5. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych do operacji nagrzewania dla stałej grubości zgorzeliny na wlewku .............................................................44

Tabela.6. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych do operacji nagrzewania dla zmiennej grubości zgorzeliny na wlewku i kowadłach....................................48

Tabela.7. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych po operacji nagrzewania dla stałej grubości zgorzeliny na odkuwce............................................................51

Tabela.8. Zestawienie wariantów obliczeń prowadzonych po operacji dogrzewania odkuwki kutej od stopy wlewka dla zmiennej grubości zgorzeliny na odkuwce i kowadłach...........................................................................................60

Tabela.9. Wzrost temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego............................80

Tabela.10. Praca odkształcenia plastycznego wg zależności (50) i (51).......................82

Tabela.11. Wzrost temperatury w wyniku odkształcenia plastycznego wg zależności (50) i (51)............................................................................................82

wymiana ciepla w procesach kucia swobodnego...

Documents