WYKAZ WAŻNIEJSZYCH OZNACZEŃ
ap - skok narzędzia
A - powierzchnia kontaktu
A50 - wydłużenie
Anom - nominalna powierzchnia kontaktu
Aq - powierzchnia oddziaływania dociskacza
Ar - rzeczywista powierzchnia kontaktu
As - stosunek rzeczywistej do nominalnej powierzchni kontaktu
b0 - szerokość początkowa próbki
bf - szerokość śladu tarcia
d1 - średnica wytłoczki
dm - średnica otworu w matrycy
dWJ - średnica dyszy
D - średnica krążka
E - moduł sprężystości Younga
E* - zredukowany moduł Younga
f - posuw
fhk - wskaźnik tarcia warstwy międzyfazowej
Fd - siła docisku
Fg - siła gięcia
Fmax - siła wytłaczania
FN - siła nacisku
Fnom - siła nominalna
Fnw - siła naciągu wstecznego
FP - siła przeciągania blachy
Frz - nacisk przenoszony przez wierzchołki nierówności
Fs - siła oddziaływania stempla
FT - siła tarcia
Fv - siła wypadkowa
Fx, Fy, Fxy - składowe poziome siły kształtowania przyrostowego
Fz - składowa osiowa siły kształtowania przyrostowego
Fzr - siła zrywająca
g - grubość blachy
h - grubość warstwy smaru
hw - głębokość wytłoczki
HT - twardość materiału
K - współczynnik umocnienia
Ks - współczynnik sprężynowania
Kz - współczynnik zużycia
l0 - długość początkowa próbki
lC - długość linii kontaktu
L - bezwymiarowy współczynnik smarowania
Lh - długość klina smarowego
Ls - współczynnik efektywności smarowania
LT - ramię tarcia
m - czynnik tarcia
m1 - współczynnik wytłaczania
M - moment obrotowy
Mr1 - współczynnik długości nośnej na górnej granicy profilu rdzenia chropowatości
n - wykładnik umocnienia materiału próbki
no - prędkość obrotowa narzędzia
N - liczba wektorów zbioru uczącego
p - nacisk jednostkowy
pnom - nacisk nominalny
ps - ciśnienie smaru
psr - średni nacisk jednostkowy
pw - ciśnienie cieczy
r - współczynnik anizotropii normalnej
- średni współczynnik anizotropii normalnej
rk - promień krążka blachy
rm - promień zaokrąglenia krawędzi matrycy
R - promień przeciwpróbki
Ra - średnie arytmetyczne odchylenie rzędnych profilu
Rdc - różnica między dwoma poziomami cięcia
Rk - głębokość profilu rdzenia chropowatości
Rku - współczynnik nachylenia profilu
Rm - wytrzymałość na rozciąganie
Rmax - maksymalna głębokość chropowatości
Rmr - względny udział materiałowy
Rn - promień zaokrąglenia nierówności powierzchni narzędzia
Rp0,2 - granica plastyczności
Rpk - zredukowana wysokość wzniesień
Rq - średnie kwadratowe odchylenie rzędnych profilu
Rs - promień zaokrąglenia krawędzi stempla
Rsk - współczynnik asymetrii profilu
Rt - całkowita wysokość nierówności
Rvk - zredukowana głębokość dolin
s - stosunek rzeczywistej do nominalnej powierzchni kontaktu
Sa - średnie arytmetyczne odchylenie rzędnych powierzchni
Sal - długość odcinka najszybszego zanikania funkcji autokorelacji
Sbi - wskaźnik nośności powierzchni
Sca - średnia wytrzymałość na ścinanie styku ciernego
Sci - wskaźnik zatrzymania cieczy przez rdzeń
Sdq - średnie kwadratowe nachylenie powierzchni
Sdr - współczynnik rozwinięcia obszaru wydzielonego
Sds - gęstość wierzchołków nierówności powierzchni
Sku - współczynnik nachylenia powierzchni
Spk - zredukowana wysokość wzniesień
Sq - średnie kwadratowe odchylenie rzędnych powierzchni
Ssc - średnia arytmetyczna krzywizna wierzchołków nierówności powierzchni
Ssk - współczynnik asymetrii powierzchni
St - maksymalna wysokość powierzchni
Std - kierunek tekstury powierzchni
Str - wskaźnik tekstury powierzchni
Svi - wskaźnik zatrzymania cieczy przez wgłębienia
Sz - wysokość chropowatości według 10 punktów
T - siła tarcia
- siła tarcia w smarowaniu hydrodynamicznym
Tp - temperatura
u - strzałka ugięcia pod obciążeniem
us - strzałka ugięcia po odciążeniu
v - prędkość poślizgu
vr - względna prędkość poślizgu
vs - prędkość poślizgu materiału odkształcanego względem narzędzia
Vmc - objętość rdzenia
Vmp - objętość materiału wierzchołków
Vvc - objętość pustek rdzenia
Vvv - objętość pustek we wgłębieniach
wz - wskaźnik zużycia
yi - sygnał neuronu wyjściowego dla i-tego wzorca
zi - oczekiwany sygnał neuronu wyjściowego dla i-tego wzorca
? - kąt pochylenia ścianki wytłoczki
? - współczynnik wytłaczania
?s - kąt sprężynowania
- szybkość ścinania
?r - współczynnik anizotropii płaskiej
? - odkształcenie
- prędkość odkształcenia
?b - odkształcenie rzeczywiste szerokości próbki
?g - odkształcenie rzeczywiste grubości próbki
?d - lepkość dynamiczna smaru
? - kąt opasania przeciwpróbki
?c - długość fali filtru profilu
? - współczynnik tarcia
?B - współczynnik tarcia Wanheima-Bay'a
?l - współczynnik tarcia w warunkach smarowania
?N - współczynnik tarcia Nortona-Hoffa
?s - współczynnik tarcia w warunkach tarcia suchego
? - współczynnik Poissona
? - kąta natarcia wierzchołka chropowatości
? - gęstość wierzchołków
- naprężenie zredukowane
?av - średnia wartość naprężenia uplastyczniającego
?p - naprężenie uplastyczniające
? - naprężenie styczne
?max - wytrzymałość materiału na ścinanie
? - kąt pochylenia powierzchni matrycy
?r - odkształcenie rzeczywiste
? - wskaźnik względnej grubości warstwy smaru
2TARCIE W PROCESACH KSZTAŁTOWANIA BLACH
2.1. Charakterystyka zjawiska tarcia
Tarcie oraz zużycie są nieodzownym zjawiskiem fizycznym towarzyszącym przemieszczaniu się względem siebie dwóch ciał. Przyjmuje się, że około 23% światowego zużycia energii pochodzi z kontaktów tribologicznych [343]. Z tego 20% energii jest wykorzystywane do przezwyciężania tarcia, a 3% jest kosztem regeneracji zużytych części z powodu awarii lub zużycia. Zjawisko tarcia występujące w procesach kształtowania blach istotnie różni się od zjawisk zaistniałych przy małych obciążeniach oraz w węzłach kinematycznych maszyn z uwagi na duży wpływ odkształceń plastycznych mogących intensyfikować wiele zjawisk w strefie kontaktu. Wartość oporów tarcia silnie zależy od chropowatości kontaktujących się powierzchni oraz od wartości nacisków normalnych, których wartość może znacznie przekraczać granicę plastyczności materiału kształtowanej blachy. Tarcie jest zjawiskiem, które w kluczowy sposób decyduje o przebiegu procesu płynięcia materiału, jakości powierzchni gotowego wyrobu, a także bezpośrednio wpływa na zużycie narzędzi.
Pomimo rozwoju analiz zagadnienia tarcia na przestrzeni kilku ostatnich wieków wciąż nie opracowano uniwersalnego opisu matematycznego tarcia uwzględniającego złożoność tego zjawiska. W XX wieku przedstawiono wiele teorii tarcia, spośród których najważniejsze to teoria molekularna, adhezyjno-odkształceniowa oraz energetyczna. W teorii molekularnej zaproponowanej przez Tomlinsona i Deriagina [195, 803] do opisu tarcia gładkich powierzchni uwzględniono siły przylegania oraz siły przyciągania międzycząsteczkowego między powłokami elektronowymi atomów stykających się ciał. W molekularno-adhezyjnej (mechanicznej) teorii tarcia według Kragielskiego [436] uwzględniono mechaniczne oddziaływanie nierówności trących ciał oraz siły adhezyjne spowodowane oddziaływaniem sił molekularnych na rzeczywistej powierzchni kontaktu. Zgodnie z energetyczną teorią Kuźniecova [460] praca tarcia zewnętrznego jest sumą energii przetworzonej na ciepło oraz energii rozproszonej.
Tarcie podczas formowania blachy jest złożoną funkcją właściwości fizykomechanicznych narzędzia i przedmiotu obrabianego, parametrów formowania, topografii blach i narzędzi oraz warunków kontaktu. Kształtowanie metali jest jedną z najważniejszych technologii, w szczególności w przemyśle maszynowym, motoryzacyjnym oraz lotniczym. Podczas formowania blach względny ruch narzędzia i przedmiotu obrabianego sprawia, że właściwości materiału odkształcanego (m.in. twardość, topografia i chropowatość powierzchni) oraz przygotowanie powierzchni narzędzia (m.in. tekstura, powłoka ochronna, właściwości termomechaniczne) mają ogromne znaczenie. W celu optymalnego projektowania procesu kształtowania, poprawy warunków formowania blachy i wreszcie kontroli zjawisk tribologicznych konieczne jest zrozumienie interakcji zachodzących pomiędzy aspektami tribologicznymi i tymi związanymi z inżynierią powierzchni (rys. 2.1). Aby w pełni scharakteryzować rolę tarcia w procesach kształtowania blach, należy wprowadzić pojęcie systemu tribologicznego [273], który składa się z czterech głównych elementów (rys. 2.2): parametrów technologiczno-mechanicznych materiału obrabianego, właściwości smaru, parametrów obróbki oraz właściwości materiału narzędzia [411].
Jednym z najważniejszych czynników systemu, który w dużej mierze odpowiada za charakter płynięcia materiału odkształcanego i warunkuje otrzymanie elementu o żądanych wymiarach i kształtach, są opory tarcia. Podczas procesu tarcia tworzone są połączenia tarciowe, które w trakcie ruchu ulegają zniszczeniu. Wartość powstających oporów tarcia jest uwarunkowana głównie wytrzymałością na ścinanie połączeń tarciowych [589]. Rodzaj powstających złączy tarciowych zależy od gatunku materiałów pary trącej, w szczególności od ich wytrzymałości na ścinanie.
RYS. 2.1. Znaczenie triboinżynierii powierzchni w przeróbce plastycznej metali
Źródło: opracowanie własne.
RYS. 2.2. Elementy systemu tribologicznego w procesach kształtowania blach
Źródło: opracowanie własne [830].
Duże wartości odkształceń oraz wzrost temperatury w mikroobszarach styku sprzyjają tworzeniu się adhezyjnych połączeń bezdyfuzyjnych (tzw. sczepień). Sczepianiu sprzyja podobieństwo struktury krystalicznej, zbliżone wartości parametru sieci, a także zgniot oraz sprężyste odkształcenie sieci krystalograficznej. Dyssypacja cieplna pracy tarcia przy dużych wartościach nacisków jednostkowych oraz prędkości względnych prowadzi do znacznego wzrostu temperatury w obszarze kontaktu, stwarzając ryzyko przedwczesnego zużycia narzędzia i/lub zmian mikrostruktury oraz właściwości warstwy wierzchniej odkształcanego materiału.
Podczas przeróbki plastycznej metali początkowo występuje niewielkie pole rzeczywistego styku. Powierzchnie przylegają do siebie tylko wierzchołkami nierówności, które następnie, pod wpływem działania sił nacisku, zostają odkształcone plastycznie, aż powstała w ten sposób powierzchnia styku będzie wystarczająca do przeniesienia obciążenia [909]. Następuje ścinanie i odkształcanie sprężysto-plastyczne nierówności powierzchni, przez co zwiększa się powierzchnia rzeczywistego styku. Zależność współczynnika tarcia od zjawisk zdeterminowanych chropowatością powierzchni przedstawiono na rys. 2.3. Dla małych wartości chropowatości powierzchni dominującym zjawiskiem tribologicznym zachodzącym podczas kontaktu metalicznego jest adhezja. Wraz ze wzrostem chropowatości powierzchni następuje zmniejszenie wpływu adhezji, wzrasta natomiast udział mechanizmu ścinania oraz bruzdowania wierzchołków nierówności podczas kontaktu dwóch ciał metalicznych.
W procesach kształtowania blach współczynnik tarcia suchego jest wypadkową dwóch głównych mechanizmów [339]: adhezji występującej w obszarach rzeczywistego styku oraz oporów wynikających z mechanicznego oddziaływania wierzchołków nierówności powierzchni w wyniku ich wyrównywania (ang. flattening)
RYS. 2.3. Zależność powierzchni kontaktu i współczynnika tarcia od chropowatości powierzchni
Źródło: opracowanie własne [839].
oraz bruzdowania (ang. ploughing) powierzchni blachy przez nierówności powierzchni twardego materiału narzędzia. W warunkach tarcia ze smarowaniem zjawisko adhezji praktycznie nie występuje, natomiast dwa pozostałe mechanizmy są ograniczone przez hydrodynamiczne oddziaływanie filmu smarnego pomiędzy zagłębieniami w topografii powierzchni. W warunkach braku smarowania zjawisko tarcia jest głównym czynnikiem ograniczającym przemieszczanie się odkształcanego materiału po powierzchni narzędzi [539].
Podczas obciążania nierówności odkształcają się sprężysto-plastycznie, wpływając na zmianę topografii powierzchni. W przypadku metali sprężysto-plastycznych wzrost nacisku podczas wymuszonego ruchu ślizgowego powoduje zwiększenie rzeczywistej powierzchni styku, co może prowadzić do zmniejszenia objętości kieszeni smarowych (zagłębień w profilu powierzchni) [269, 846]. Zamknięte kieszenie smarowe (ang. closed lubricant pockets) są oddzielone od zewnętrznych krawędzi materiału i przechowują smar w zamkniętej objętości dolin. Pod obciążeniem ciśnienie smaru zwiększa się, stanowiąc pewien rodzaj poduszki hydrostatycznej, która przejmuje część obciążenia [269]. Otwarte kieszenie smarowe (ang. open lubricant pockets) (rys. 2.4), znajdujące się na krawędziach powierzchni, nie są w stanie utrzymać smaru podczas procesu tarcia. Według teorii kieszeni smarowych przedstawionej w pracy [901] obserwuje się wzrost współczynnika tarcia w warunkach występowania otwartych kieszeni smarowych oraz jego zmniejszenie w obecności zamkniętych kieszeni smarowych. Typowe mechanizmy towarzyszące tarciu przedstawiono na rys. 2.5 i 2.6 na przykładzie powierzchni blachy stalowej głębokotłocznej testowanej w warunkach tarcia suchego (rys. 2.5) i smarowania powierzchni blachy olejem maszynowym (rys. 2.6).
RYS. 2.4. Oddziaływanie powierzchni narzędzia i blachy w warunkach smarowania
Źródło: opracowanie własne [779].
RYS. 2.5. Powierzchnia blachy stalowej głębokotłocznej po procesie tarcia z udziałem przeciwpróbki ze stali NC6 w warunkach braku smarowania, przy obciążeniu nominalnym 1.46 kN: pow. a) 200× i b) 1000×
Źródło: opracowanie własne.
RYS. 2.6. Powierzchnia blachy stalowej głębokotłocznej po procesie tarcia z udziałem przeciwpróbki ze stali NC6 w warunkach smarowania olejem maszynowym L-AN 46, przy obciążeniu nominalnym 1.41 kN: pow. a) 200× i b) 1000×
Źródło: opracowanie własne.
Trudno jednoznacznie zdefiniować rolę i skutki występowania oporów tarcia w odniesieniu do wszystkich procesów przeróbki plastycznej metali. Charakter i skutki działania sił tarcia zależą od specyfiki danego procesu obróbki. Spośród wielu procesów formowania blach siły tarcia wywierają znaczący wpływ na przebieg procesu zgniatania obrotowego oraz wytłaczania blach. Podczas procesu kształtowania wytłoczki występują strefy materiału zróżnicowane pod względem stanu naprężeń, stanu odkształceń, prędkości przemieszczeń i warunków tarcia. Występowanie zróżnicowanych schematów odkształcenia jest wywołane oddziaływaniem narzędzi oraz czynnikami technologicznymi, które zmieniają warunki tarcia.
W większości procesów kształtowania blach występowanie oporów tarcia jest zjawiskiem niepożądanym i powoduje [273]: nierównomierność odkształceń, znaczne zmiany grubości blachy, wzrost naprężeń promieniowych zwiększających ryzyko powstawania pęknięć w wytłoczce i wzrost siły wytłaczania, wzrost temperatury w obszarze styku zmieniający niekorzystnie warunki smarowania, a także zmniejszenie trwałości narzędzi oraz jakości powierzchni wyrobu. Do korzystnego wpływu oporów tarcia na proces wytłaczania można zaliczyć tarcie odkształcanej blachy o powierzchnię stempla, gdyż zwiększa wartość dopuszczalnej maksymalnej siły wytłaczania. Pod wpływem rozciągania siłą osiową wytłoczka jest obciskana na powierzchni bocznej stempla. Powstała w ten sposób na powierzchni styku stempla i blachy siła tarcia powoduje odciążenie niebezpiecznego ze względu na zerwanie obszaru przejścia ścianki bocznej w dno wytłoczki. Niekorzystnemu zjawisku tarcia można przeciwdziałać poprzez stosowanie odpowiednich smarów i zwiększenie twardości narzędzi [273, 934].
2.2. Rodzaje tarcia
Na rzeczywistych trących powierzchniach występuje mechaniczny opór ruchu spowodowany zaczepianiem o siebie nierówności powierzchni oraz opór związany z adhezyjnym sczepianiem trących powierzchni. Ponieważ złącza adhezyjne są silnie odkształcone plastycznie i niezbyt ciągliwe, nawet niewielkie naprężenia rozciągające powodują ich rozrywanie. Przyczyną powstania siły tarcia są występujące współzależnie zjawiska fizyczne i chemiczne [634]. Podstawowe rodzaje tarcia spotykane w technice przedstawiono na rysunku 2.7. Tarcie zewnętrze występuje na styku dwóch różnych ciał będących w kontakcie, tarcie wewnętrzne zaś w obrębie warstw lub cząsteczek jednego ciała, na przykład poddanego odkształceniu plastycznemu. Przy przemieszczaniu względem siebie dwóch ciał występuje tarcie kinetyczne. Jeżeli ciała nie przemieszczają się względem siebie, wówczas zachodzi tarcie statyczne. Podczas tarcia ślizgowego obszarem styku jest powierzchnia. Przy tarciu tocznym występuje styk punktowy lub liniowy.
W zależności od rodzaju i warunków procesu kształtowania blach wyróżnia się cztery podstawowe mechanizmy tarcia [273]:
RYS. 2.7. Rodzaje tarcia
Źródło: opracowanie własne.
- Tarcie technicznie suche, najczęściej obserwowane w technice, zachodzi podczas kontaktu powierzchni pokrytych warstwą tlenków, przy czym grubość warstwy tlenków na powierzchni narzędzi jest mniejsza niż na powierzchni odkształcanego materiału. Mechanizm tarcia polega na odkształcaniu plastycznym nierówności powierzchni, ścinaniu mostków tarciowych i wtórnym oddziaływaniu tlenków i rozkruszonych produktów zużycia.
- Tarcie mieszane wiąże się z występowaniem bezpośredniego metalicznego odziaływania powierzchni trących oraz oddziaływania substancji smarującej znajdującej się w zagłębieniach powierzchni.
- Tarcie graniczne występuje w obecności warstwy powierzchniowo aktywnego smaru, którego cząsteczki są zdolne do tworzenia tzw. warstw granicznych. Według pracy [90] grubość warstwy smaru konieczna do zapewnienia tarcia granicznego powinna wynosić 0,1 mm. Natomiast według pracy [273] powierzchnie trące powinny być oddzielone warstwą substancji smarującej o grubości 0,5 ?m.
- Tarcie płynne ze względu na rodzaj smaru można podzielić na suspensyjno-płynne, w fazie stałej oraz w fazie ciekłej. Podczas smarowania suspensyjno-płynnego zachodzi złożony proces hydrodynamiczny w smarze oraz w suspensji (warstwie smarującej). Tarcie płynne w fazie ciekłej jest odmianą smarowania suspensyjnego, gdy cząsteczki fazy dyspersyjnej tworzą ciągłą warstwę przylegającą do powierzchni trących. Tarcie w fazie ciekłej związane jest z występowaniem wymuszonego płynnego hydrostatycznego i hydrodynamicznego smarowania.
Smarowanie hydrodynamiczne występuje w styku tarciowym, wtedy gdy powierzchnie tarcia rozdzielone są warstwą smaru, w której powstaje ciśnienie w wyniku przepływu lepkiej cieczy w klinowym kanale smarnym (rys. 2.8), równoważącego obciążenie zewnętrzne. W obszarze smarowania hydrodynamicznego obciążenie jest przenoszone przez warstwę smaru.
Wartość siły tarcia w smarowaniu hydrodynamicznym w przypadku trwałej, płynnej warstwy środka smarnego określa zależność:
(2.1)
gdzie: ?d - lepkość dynamiczna smaru, - szybkość ścinania, (v - prędkość poślizgu, h - grubość warstwy smaru), A - powierzchnia kontaktu.
RYS. 2.8. Schemat tworzenia się klina smarowego pomiędzy przemieszczającymi się powierzchniami: h0 - grubość warstwy smaru przed klinem smarowym, h1 - grubość warstwy smaru za klinem smarowym, Lh - długość klina smarowego, v - prędkość poślizgu, Q - obciążenie, ps - ciśnienie smaru
Źródło: opracowanie własne [830].
Parametrem, który opisuje złożony charakter zjawisk tribologicznych towarzyszących tarciu z udziałem środka smarnego, jest wskaźnik względnej grubości warstwy smaru ? [326]:
(2.2)
gdzie: h - grubość warstwy smaru; Ra1, Ra2 - średnie kwadratowe odchylenie rzędnych profilu współpracujących powierzchni.
Przyjmuje się, że dla całkowitego oddzielenia nierówności powierzchni grubość warstwy smaru powinna być co najmniej 5-krotnie większa niż suma wartości Ra1 oraz Ra2 [273]. Tarcie płynne występuje, gdy 5 ? ? ?100, a tarcie mieszane, gdy 0 ? ? < 5.
W procesach kształtowania blach odkształcany materiał doznaje dużych odkształceń plastycznych w strefie kontaktu, dlatego posługiwanie się parametrem chropowatości Ra [równanie (2.2)] jest ograniczone. Występujące duże naciski jednostkowe w przeróbce plastycznej metali uniemożliwiają pokrycie smarem całej trącej powierzchni, dlatego najczęściej spotykanym mechanizmem tarcia jest tarcie mieszane (rys. 2.9). W strefie styku występują miejsca kontaktu metalicznego wierzchołków nierówności, natomiast we wgłębieniach nierówności znajduje się smar oraz produkty zużycia trących powierzchni. Zespół zjawisk w strefie kontaktu obejmuje zjawiska związane ze zmianami ciśnienia i lepkości smaru oraz procesami adsorpcyjnymi.
RYS. 2.9. Model kontaktu z tarciem mieszanym: 1 - narzędzie, 2 - materiał odkształcany, 3 - warstwa tlenków, 4 - połączenia adhezyjne, 5 - rozkruszone tlenki (z materiału odkształcanego), 6 - rozkruszone tlenki (z materiału narzędzia), 7 - produkty zużycia, 8 - smar
Źródło: opracowano na podstawie [273].
Siła tarcia Tc występująca pomiędzy chropowatymi powierzchniami jest wypadkową oddziaływań wielu mechanizmów i może być podzielona na składowe (rys. 2.10) związane z [634]:
- pokonywaniem oporów przemieszczania ciał na poziomie molekularnym Tadh,
- mechanicznym oddziaływaniem nierówności powierzchni Tdef,
- stratami energii na rozrywanie wiązań kohezyjnych ciała Tkoh,
- lepkościowym oporem w warunkach zwilżania Tlep.
(2.3)
RYS. 2.10. Składowe siły tarcia
Źródło: opracowano na podstawie [634].
Składowa adhezyjna kontaktu tarciowego powierzchni częściowo pokrytych warstwą smaru wynosi [634]:
(2.4)
gdzie: Ar - rzeczywista powierzchnia kontaktu, b - część powierzchni niepokryta smarem, Sca - średnia wytrzymałość na ścinanie styku ciernego, ?d - lepkość dynamiczna cieczy, v - prędkość poślizgu, h - grubość warstwy smaru.
Składowa bruzdowania Tdef miękkiego materiału styku ciernego przez twarde narzędzie uwzględnia mechaniczne oddziaływanie wierzchołków nierówności związane z ich pękaniem, rozrywaniem i tworzeniem cząstek produktów zużycia, które następnie przyczyniają się do zwiększenia oporów przemieszczania pary trącej względem siebie [634]:
(2.5)
gdzie: FN - siła nacisku, współczynnik tarcia ?def dla przemieszczeń liniowych pary ciernej, które dominują w procesach kształtowania blach, definiuje zależność [634]:
(2.6)
gdzie: r - połowa szerokości bruzdy w materiale odkształcanym, Rn - promień zaokrąglenia nierówności narzędzia.
Podczas kontaktu ślizgowego składowa związana z oddziaływaniem mechanicznym wierzchołków nierówności Tdef jest dwa razy większa od składowej adhezyjnej Tadh [634].
Bruzdowanie powierzchniowe odnosi się do deformacji powierzchni bardziej miękkiego materiału (blachy) z powodu zapadania się w nią twardszego materiału (narzędzia). Mechanizm ten obserwuje się również w warunkach nieefektywnego smarowania, równolegle z mechanizmem adhezji między nierównościami oraz wyrównywaniem wierzchołków stykających się nierówności (rys. 2.11). Wpływ bruzdowania i adhezji na całkowity opór tarcia jest funkcją rzeczywistej powierzchni kontaktu [339, 634]. Mechanizmy te występują w wyniku poślizgu, nacisku normalnego oraz odkształceń objętościowych kształtowanego metalu.
Rzeczywista powierzchnia kontaktu zależy od sposobu odkształcenia materiału, tj. sprężystego, sprężysto-plastycznego lub plastycznego. W przypadku odkształcenia sprężystego nacisk nominalny zależy od równoważnego modułu sprężystości na powierzchni styku i promienia styku. Podczas odkształcenia plastycznego wielkość powierzchni styku jest głównie związana z twardością materiału pary trącej o mniejszej wytrzymałości [399]. Stosunek rzeczywistej powierzchni kontaktu Ar do nominalnej powierzchni kontaktu Anom można obliczyć, korzystając z dostępnych w literaturze modeli kontaktowych. Model Greenwooda i Williamsona [286] uwzględnia kontakt międzypowierzchniowy, wykorzystując kulisto zakończone wierzchołki nierówności o promieniu R, stykające się z płaską powierzchnią narzędzia. Prawdopodobieństwo wystąpienia szczytów o określonej wysokości jest zgodne z rozkładem Gaussa. Po obciążeniu powierzchni pewną siłą FN wierzchołki
RYS. 2.11. Topografia powierzchni blachy stalowej DC04 a) przed procesem i b) po procesie tarcia metodą przeciągania pasa blachy w skojarzeniu ciernym z przeciwpróbką wykonaną ze stali NC6: nacisk nominalny 6 MPa, smarowanie olejem przekładniowym Castrol AXLE EPX 80W-90
Źródło: opracowanie własne.
nierówności ulegną odkształceniu sprężystemu o wartości ho, konstytuując powierzchnię o gęstości wierzchołków ?. Model Greenwooda i Williamsona [286] dla nacisku nominalnego pnom i stosunku rzeczywistej powierzchni kontaktu do nominalnej powierzchni kontaktu w zakresie odkształceń sprężystych materiału jest następujący:
(2.7)
gdzie: ?(z) - rozkład wierzchołków, E* - wartość zredukowanego modułu Younga materiałów pary trącej według zależności [286]:
(2.8)
gdzie: E1, E2 - moduły Younga pary trącej, ?1, ?2 - liczby Poissona materiałów pary trącej.
Model Greenwooda i Williamsona jest słuszny tylko dla małych odkształceń i dużych separacji pomiędzy wierzchołkami, w tych warunkach poszczególne wierzchołki odkształcają się niezależnie. Oprócz modeli kontaktowych uwzględniających odkształcenia sprężyste wierzchołów istnieją również modele, które uwzględniają całkowitą deformację powierzchni. W idealnym odkształceniu plastycznym rzeczywisty nacisk przenoszony przez wierzchołki nierówności Frz jest równy twardości materiału HT [399]. Stosunek rzeczywistej do nominalnej powierzchni kontaktu o rozkładzie wierzchołków ?(z) dla danego odkształcenia powierzchni ho określa zależność:
(2.9)
Początkowo wartość stosunku rzeczywistej do nominalnej powierzchni kontaktu ? zwiększa się liniowo wraz z naciskiem. Autorzy pracy [658] zaobserwowali, że liniowy wzrost tego parametru nie jest obserwowany, gdy pnom > 0,3HT. Odkształcone nierówności powierzchni wymagają rosnącej energii do dalszego odkształcania ze względu na obowiązywanie warunku stałej objętości i umocnienie odkształceniowe materiału. Stosunek rzeczywistej do nominalnej powierzchni kontaktu ?p z zachowaniem prawa stałej objętości wynosi:
(2.10)
gdzie: Fnom - nacisk nominalny.
W pracy [990] przedstawiono wyniki modelowania numerycznego MES kontaktu nieodkształcalnej powierzchni o wielu nierównościach oraz chropowatej odkształcalnej powierzchni w warunkach smarowania granicznego. Współczynnik tarcia zwiększa się wraz ze wzrostem chropowatości powierzchni kontaktu dla stałych wartości obciążenia normalnego. Zaobserwowano również zmniejszenie wartości współczynnika tarcia ze zwrotem prędkości poślizgu w warunkach smarowania.
Modele kontaktowe są rozszerzane przez wielu badaczy na warunki odkształceń sprężysto-plastycznych [143] i umocnienia odkształceniowego [310]. Jednak wciąż wiele numerycznych modeli kontaktu uwzględnia wiele założeń i uproszczeń związanych z trudnością w analizie dużych odkształceń kontaktowych materiału blachy o nieliniowej charakterystyce, dużymi szybkościami odkształcenia oraz nieliniową naturą zjawiska tarcia [151].
2.3. Modele tarcia
W analizach teoretycznych i numerycznych procesu kształtowania blach najczęściej implementowane jest liniowe prawo tarcia Amontonsa-Coulomba, według którego współczynnik tarcia nie zależy od wielkości powierzchni kontaktu i jest proporcjonalny do siły nacisku:
(2.11)
gdzie: t - naprężenie styczne, p - nacisk jednostkowy działający na powierzchnię kontaktu. Prawo jest słuszne w pewnym ograniczonym zakresie, gdyż tarcie w znacznym stopniu zależy od prędkości poślizgu oraz zmieniającej się geometrii styku. Model Amontonsa-Coulomba może być stosowany w zakresie naprężeń normalnych do powierzchni kształtowanej blachy nieprzekraczających naprężeń uplastyczniających [559]. W chwili, gdy naprężenie styczne t osiągnie wartość równą wytrzymałości materiału na ścinanie tmax, wystąpi przywieranie materiału do narzędzia. Przy dużych naciskach model Amontonsa-Coulomba przeszacowuje wartość siły tarcia. Dla warunków występowania dużych nacisków zaleca się stosować model tarcia według Treski, w którym naprężenia tarcia t są zależne od wytrzymałości materiału na ścinanie tmax = const:
(2.12)
gdzie: 0 ? m ? 1 jest czynnikiem tarcia. Wartość stałej materiałowej tmax zależy od przyjętego kryterium plastyczności. Najczęściej wykorzystywany jest warunek plastyczności Treski lub warunek Hubera-Misesa-Hencky'ego (HMH) , gdzie ?p jest naprężeniem uplastyczniającym.
Kombinacją modelu tarcia Amontonsa-Coulomba oraz Treski jest model Orowana [604].
W pracy [724] przedstawiono model tarcia uwzględniający ciągłe przejście od modelu tarcia Coulomba w obszarze małych nacisków powierzchniowych do modelu tarcia ścinającego w obszarze dużych nacisków powierzchniowych. Naprężenie ścinające w prawie tarcia Shawa można przedstawić za pomocą stycznej hiperbolicznej w następujący sposób (parametr n określa zachowanie prawa tarcia w obszarze przejściowym):
(2.13)
Opierając się na teorii linii poślizgu w pracy [621], badano zmianę rzeczywistej powierzchni styku na skutek spłaszczenia mikronierówności powierzchni. Nie uwzględniono jednak ścinania mikronierówności powierzchni na skutek przemieszczania się powierzchni. Zaproponowany model tarcia uwzględniał siłę nacisku oraz wytrzymałość materiału na ścinanie tmax:
(2.14)
gdzie: ?B - współczynnik tarcia Wanheima-Baya, As - stosunek rzeczywistej do nominalnej powierzchni kontaktu (zmienny w trakcie procesu tarcia).
Chen i Kobayashi [145] zmodyfikowali model tarcia Treski, uwzględniwszy wpływ prędkości poślizgu na wielkość oporów tarcia:
(2.15)
gdzie: m - czynnik tarcia, vs - prędkość poślizgu materiału odkształcanego względem narzędzia, ? - stała o wartości dobieranej tak, aby wzór przyjmował formę modelu Treski dla dużych prędkości poślizgu vs.
Autorzy prac [941] badali zmianę rzeczywistej powierzchni styku w różnych warunkach tarcia. Zbudowany model uwzględniał odkształcenia warstwy powierzchniowej, ścinanie wierzchołków nierówności w warunkach smarowania granicznego, twardość powierzchni, wielkość nacisku oraz prędkość poślizgu. Model ten został później rozwinięty na różne warunki smarowania (zmiana grubości warstwy smaru oraz smarowanie graniczne i mieszane) [939] i zaimplementowany w programie obliczeniowym metodą elementów skończonych (MES). W innych modelach [931] jako czynniki wpływające na zmianę oporów tarcia wprowadzono chropowatość powierzchni, nacisk, prędkość przemieszczania się blachy po narzędziu, a także lepkość dynamiczną smaru. Założono jednak niezmienność chropowatości powierzchni podczas kształtowania blachy. Nacisk, prędkość przemieszczania blachy po narzędziu, materiał blachy, a także warunki smarowania wpływają na zmianę chropowatości powierzchni w procesie wytłaczania [209]. Dlatego chropowatość powierzchni nie jest czynnikiem stałym podczas odkształcania blachy. Dodatkowo na poziomie mikro rzeczywista powierzchnia kontaktu jest właściwie mniejsza aniżeli powierzchnia nominalna, stąd obciążenie jest przenoszone przez odkształcone wierzchołki nierówności [115]. W ciągu ostatnich lat zintensyfikowano badania eksperymentalne i numeryczne warunków mikrokontaktu podczas kształtowania blach [730]. Autorzy pracy [179] zaproponowali model tarcia zintegrowany z MES uwzględniający zmianę warunków smarowania podczas kształtowania wytłoczki osiowosymetrycznej. Wykonane eksperymenty potwierdziły wysoką jakość zbudowanego modelu tarcia. Do analizy smarowania hydrodynamicznego opracowano modele teoretyczne [514, 938] oraz modele oparte na MES [349, 971]. Stosując równania Reynoldsa uwzględniające wpływ chropowatości na warunki smarowania hydrodynamicznego [621], w pracy [350] podjęto próbę powiązania parametrów smaru takich jak: lepkość i grubość warstewki smaru, parametru chropowatości powierzchni kontaktu Ra oraz parametry procesu (nacisk, prędkość poślizgu) z wielkością oporów tarcia. Autorzy pracy [645] rozwinęli trójwymiarowy model smarowania mieszanego oraz granicznego w strefie kontaktu do określania współczynnika tarcia poprzez uwzględnienie wpływu obciążenia, właściwości smaru oraz zmian prędkości poślizgu. Wiele prac poświęcono rozwijaniu modeli matematycznych tarcia uwzględniających wpływ anizotropii materiału [568] oraz kierunkowości mikrostruktury powierzchni [1001] na wartość współczynnika tarcia. Klasyczne prawa tarcia nie odzwierciedlają energetycznej natury tarcia, stąd w pracy [690] zaproponowano energetyczną koncepcję opisu zjawiska tarcia poprzez wprowadzenie tzw. współczynnika strat tarcia (ang. coefficient of friction losses - CFL), który dla ruchu liniowego współpracujących elementów określony jest zależnością:
(2.16)
gdzie: FN - obciążenie normalne do powierzchni, T - siła styczna (tarcia), v - prędkość (poślizgu).
Zjawisko adhezji zostało po raz pierwszy uwzględnione w analitycznym modelu tarcia w 1938 roku przez Bowdena i Tabora, którzy opracowali tzw. adhezyjną teorię tarcia [115]. Teoria zakładała, że kontakt ciał zachodzi na rzeczywistej, a nie nominalnej powierzchni kontaktu, na której dochodzi do adhezji i powstawania tak zwanych mostków zwarciowych. Jeżeli rzeczywista powierzchni styku wynosi Ar i jeśli siła potrzebna do ścięcia jednostkowej powierzchni adhezyjnej połączeń międzymetalicznych wynosi Fsm, to siła wymagana do ścięcia wszystkich adhezyjnych połączeń, utożsamiana z siłą tarcia, wynosi [116]:
(2.17)
Wartość współczynnika tarcia według modelu adhezyjnego Dieriagina ze ścinaniem objętości materiału wynosi [195]:
(2.18)
gdzie: T - siła tarcia, FN - nacisk zewnętrzny, F0 - nacisk w styku tarciowym równy naprężeniu przy ścinaniu połączenia adhezyjnego.
W pracy [140] przeprowadzono analizę poślizgu warstw podpowierzchniowych miękkiego materiału w wyniku oddziaływania nierówności ciała o większej twardości. Analiza linii poślizgu trójkątnie ukształtowanych nierówności wykazała trzy główne tryby oddziaływania: bruzdowanie, zużycie oraz skrawanie (rys. 2.12). W przypadku małych kątów natarcia i międzyfazowej wytrzymałości na ścinanie bruzdowanie powoduje tylko plastyczne odkształcenie miękkiej powierzchni bez usuwania materiału. W przypadku powierzchni zawierających nierówności o dużym kącie natarcia usuwanie materiału następuje poprzez kruszenie lub proces zużycia w zależności od międzyfazowej wytrzymałości na ścinanie. Model zakłada proporcjonalność siły tarcia oraz siły obciążającej i niezależność oporów tarcia od pola powierzchni kontaktu. Parametrami modelu są kąt natarcia wierzchołka chropowatości ? i wskaźnik tarcia warstwy międzyfazowej [140]:
(2.19)
gdzie: ?BL - naprężenie tnące na krawędzi kontaktu, fhk - wytrzymałość nierówności na ścinanie, k - naprężenie uplastyczniające w warunkach ścinania.
W warunkach smarowania granicznego wartość wskaźnika tarcia fhk w równaniu (2.19) zawiera się w granicach pomiędzy 0,4 oraz 0,7. Wskaźnik tarcia odpowiadający tarciu suchemu może być zbliżony do 1. W trybie bruzdowania powierzchni współczynnik tarcia jest zdefiniowany jako [140]:
(2.20)
gdzie:
(2.21)
gdzie: - kąt pochylenia krawędzi nierówności.
W trybie skrawania wartość współczynnika tarcia jest określona zależnością:
(2.22)
W trybie zużycia wartość współczynnika tarcia jest definiowana jako:
(2.23)
gdzie:
(2.24)
RYS. 2.12. Mechanizmy oddziaływania nierówności narzędzia z odkształcanym materiałem: a) bruzdowanie, b) zużycie, c) skrawanie
Źródło: opracowano na podstawie [140].
2.4. Struktura geometryczna powierzchni
Parametrem używanym do przedstawienia struktury geometrycznej powierzchni jest pierwiastek średniokwadratowy parametru chropowatości Sq jako podstawowy parametr spośród tzw. parametrów Birmingham 14 (Sq, Sz, Ssk, Sku, Sds, Sal, Str, Std, Ssc, Sdq, Sdr, Sbi, Sci, Svi) wytypowanych w ramach grantu Unii Europejskiej otrzymanego przez Uniwersytet w Birmingham [769]. Parametry Birmingham 14 to zestaw 14 wyróżniających się parametrów chropowatości służących do charakteryzowania topografii powierzchni, które określają ilościowo właściwości funkcjonalne i geometryczne powierzchni. Ze względu na brak międzynarodowego standardu parametry Birmingham 14 zostały szeroko zaakceptowane przez środowisko naukowe. Autor pracy [185] przeprowadził przegląd parametrów chropowatości stosowanych przez 179 zakładów produkcyjnych z 34 krajów i stwierdził, że 31% zakładów produkcyjnych wykorzystuje parametry funkcjonalne chropowatości, a 56% zakładów produkcyjnych stosuje parametr Sa. W ramach projektu Surfstand [102] przeprowadzono prace doskonalące i weryfikacyjne parametrów chropowatości z naciskiem na ich znaczenie praktyczne. Lista podstawowych parametrów chropowatości powierzchni, znanych jako Huddersfield-17, została zaktualizowana do 17. Liczba parametrów Huddersfield-17 była umiarkowana w porównaniu z opublikowaną normą ISO 25178-2:2012 [1047], w której zawarto ponad 40 parametrów. Od około 20 lat istnieje tendencja do zwiększania liczby parametrów wykorzystywanych np. w różnych branżach lub parametrów wykorzystywanych do opisu powierzchni wytwarzanej w określonym procesie, tj. poprzez nagniatanie lub walcowanie. W ten sposób wprowadzono normy ISO 12085:1999 [1046] i DIN 4776:1990 [1044] (zastąpionej przez EN ISO 13565:1998 [1045]) dla przemysłu motoryzacyjnego. W 2012 roku autorzy pracy [191] zaproponowali listę 94 parametrów do opisu chropowatości powierzchni wyrobów po procesie walcowania. Niektóre z tych parametrów są ze sobą powiązane i w wielu przypadkach wykorzystanie wielu skorelowanych parametrów do opisania tej samej powierzchni nie jest z praktycznego punktu widzenia uzasadnione.
Rzeczywista powierzchnia kontaktu odgrywa istotną rolę w występowaniu zjawisk tribologicznych podczas kształtowania blach [250]. Wiarygodny model tarcia powinien uwzględniać wpływ chropowatości powierzchni na przepływ środka smarnego oraz charakter kontaktu wierzchołków nierówności powierzchni blachy z narzędziem podczas jej odkształcenia. Dwie z najważniejszych właściwości powierzchni to chropowatość i topografia [715]. Oznaczenia parametrów chropowatości 2D stosowanych do określenia topografii powierzchni (chropowatość profilu pierwotnego, falistość) zaczynają się od litery R z odpowiednim indeksem dolnym. Nazwy parametrów chropowatości 3D zaczynają się od litery S dla parametrów powierzchniowych lub V dla parametrów objętościowych.
Dla prawidłowego zaprojektowania chropowatości powierzchni narzędzia konieczne jest zrozumienie wpływu parametrów chropowatości powierzchni narzędzia i blachy na zjawisko tarcia. Standardowe amplitudowe parametry chropowatości powierzchni nie opisują wystarczająco powierzchni styku [830]. Zupełnie różne powierzchnie mogą wykazywać zbliżone wartości parametrów amplitudowych. Średnie arytmetyczne odchylenie profilu Ra, średnie kwadratowe odchylenie profilu Rq, skośność Rsk oraz kurtoza Rku są parametrami najczęściej używanymi do opisu chropowatości powierzchni blach w praktyce przemysłowej [715]. Według autorów pracy [261] kurtoza Rku jest względną miarą koncentracji i spłaszczenia rozkładu rzędnych profilu. Jeśli Rku < 3, krzywa rozkładu jest spłaszczona i ma stosunkowo niewiele wysokich szczytów i płytkich dolin (rys. 2.13). Jeśli Rku > 3, krzywa rozkładu ma charakter dzwonowy i ma stosunkowo wiele wysokich szczytów i płytkich dolin. Z drugiej strony parametr skośności Rsk jest wrażliwy na sporadyczne głębokie doliny lub wysokie szczyty. Zerowa skośność jest odzwierciedlona w symetrycznym rozkładzie wysokości, podczas gdy skośność dodatnia i ujemna opisują powierzchnie odpowiednio z wysokimi "pikami" lub wypełnionymi dolinami oraz z głębokimi rysami lub utratą "pików" [715]. Wzrost kurtozy i skośności prowadzi do wzrostu współczynnika nośności i maksymalnego nacisku stykowego [917].
RYS. 2.13. Znaczenie wartości parametrów chropowatości (a) Rsk i (b) Rku
Źródło: opracowanie własne [839].
Parametr Ra jest najczęściej używanym w praktyce przemysłowej wskaźnikiem do charakteryzowania chropowatości powierzchni. Metoda pomiaru parametru amplitudowego Ra może powodować, że blachy o tej samej wartości tego parametru będą wykazywać różne charakterystyki tribologiczne [538], co przedstawiono schematycznie na rys. 2.14.
Na podstawie szczegółowej charakterystyki powierzchni 3D autorzy pracy [738] stwierdzili, że pierwiastek średniokwadratowy parametru chropowatości Sq odgrywa ważną rolę w określaniu zachowania ciernego powierzchni. Wyniki badań przeprowadzonych przez autorów pracy [716] wykazały, że w przypadku tarcia w reżimie smarowania kurtoza Rku i skośność Rsk są bardziej odpowiednie do opisu zjawisk tribologicznych zachodzących podczas formowania blach. Powierzchnie
RYS. 2.14. Oddziaływanie płaskiej powierzchni narzędzia z powierzchniami chropowatymi o tej samej wartości parametru Ra
Źródło: opracowanie własne.
o wyższych wartościach Rku i bardziej ujemnych wartościach parametru Rsk wykazują mniejsze wartości współczynnika tarcia. Autorzy pracy [715] stwierdzili, że parametry chropowatości powierzchni Rk, Rpk i Rvk mają decydujący wpływ na wartość współczynnika tarcia. Parametry Rmax i Rt mają największy wpływ na wartość oporów tarcia w warunkach smarowania [505]. Natomiast autorzy pracy [387] nie stwierdzili korelacji między parametrami chropowatości powierzchni 2D a wartością oporów tarcia. Przegląd literatury zawarty w pracy [830] pozwala stwierdzić, że w zależności od charakteru kontaktu, chropowatości współpracujących powierzchni oraz rodzaju stykających się materiałów każdy parametr wpływa na wartość współczynnika tarcia w większym lub mniejszym stopniu.
Wpływ smarowania i chropowatości powierzchni blachy na tarcie był badany przez wielu autorów, ale niewiele uwagi poświęcono wpływowi odkształcenia blachy na zmianę topografii powierzchni, a co za tym idzie na zmianę warunków tarcia. Autorzy pracy [588] zbadali wpływ różnych geometrii topografii powierzchni poprzez zmianę kąta nachylenia nierówności (rys. 2.15) i doszli do wniosku, że kąt nierówności w niewielkim stopniu wpływał na naprężenie tarcia pomiędzy nierównościami a płaską powierzchnią narzędzia.
W pracy [839] analizowano wpływ odkształcenia pasów blachy na zmianę topografii powierzchni i warunki tarcia. Wstępne odkształcenie próbek powoduje prawie liniową zależność pomiędzy stopniem odkształcenia blachy a zmianą średniej chropowatości Sa. Odkształcenie plastyczne blach wyzwala znaczne zwiększenie wysokości profilu, co skutkuje zmniejszeniem jego nośności profilu. Wartość współczynnika tarcia w reżimie smarowania jest uwarunkowana wzajemną współzależnością dwóch mechanizmów, a mianowicie spłaszczania umocnionych odkształceniowo
RYS. 2.15. Geometria próbek teksturowanych
Źródło: opracowano na podstawie [588].
nierówności powierzchni i dostarczania środka smarnego do obszaru styku z kieszeni olejowych [729]. Badania przeprowadzone przez autorów pracy [839] uwzględniały pomiar parametrów odkształconych blach wzdłuż kierunku walcowania (0-0) oraz w kierunku poprzecznym (90-90) do tego kierunku (rys. 2.16). Rozkład wysokości profilu i krzywe powierzchni nośnej pozwoliły na ocenę rozkładu materiału w strefie profilu chropowatości. Względny udział materiałowy Rmr odzwierciedla procentowy udział materiału na danej głębokości profilu. Wartość Rmr można obliczyć na podstawie krzywej Abbotta-Firestone'a. Porównując wartości Rmr próbek nieodkształconych i wstępnie odkształconych z wartością odkształcenia rzeczywistego rozciągniętych próbek ?r = 0,23, można zauważyć, że wzrost odkształcenia blachy powoduje zwiększenie wartości względnego udziału materiałowego Rmr na założonej wysokości profilu. Wartość parametru Rmr na głębokości 5 ?m poniżej najwyższego wzniesienia wynosi odpowiednio 26 i 7% dla próbek nieodkształconych i wstępnie odkształconych (?r = 0,23). Jednakże wartość parametru Rmr na głębokości 10 ?m poniżej najwyższego wzniesienia wynosi 96,5%
RYS. 2.16. Schemat pomiaru parametrów chropowatości próbki po procesie rozciągania
Źrodło: opracowanie własne.
dla nieodkształconej powierzchni arkusza i 50% dla próbki wstępnie odkształconej (rys. 2.17a). W przypadku badanej blachy stalowej głębokotłocznej, stosowanej w przemyśle motoryzacyjnym, objętość pustek wykorzystywaną przez kieszenie smarowe można oszacować na podstawie różnicy między dwoma poziomami cięcia Rdc (rys. 2.17b).
RYS. 2.17. Rozkład rzędnych profilu oraz krzywe nośności określone na kierunku (a) 0-0 oraz (b) 90-90
Źródło: opracowanie własne [839].
Autorzy prac [62] eksperymentalnie potwierdzili, że współczynnik tarcia pozostaje stały w zakresie małych nacisków kontaktowych, natomiast w zakresie dużego nacisku stykowego wartość współczynnika tarcia zmniejsza się wraz ze wzrostem średniego nacisku kontaktowego. Adekwatne jakościowo wyniki znajdują się w pracach [830, 839].
Aby zrozumieć korelację między stereometrią powierzchni a warunkami smarowania, autorzy pracy [960] zaproponowali nową metodę charakteryzowania trójwymiarowej topografii powierzchni na podstawie morfologii matematycznej, która pozwoliła powiązać głębokość penetracji powierzchni ze wskaźnikiem łączności powierzchni (ang. surface connectivity index). Wyniki analiz potwierdziły aplikacyjność zaproponowanego wskaźnika. Autorzy pracy [413] analizowali wpływ nacisku, rodzaju smaru i temperatury na uszkodzenia powierzchni podczas formowania ocynkowanej blachy ze stali DP600 oraz blachy o wysokiej wytrzymałości AHSS (ang. Advanced High-Strength Steel). Zastosowany test ściskania skrętnego (ang. twist compression test) nie wykazał wpływu temperatury na zmianę lepkości smaru i inicjację procesu zacierania. Natomiast kluczowym parametrem decydującym o zużyciu powierzchni blach był nacisk. Nowe parametry funkcjonalne 3D w odniesieniu do analizy kontaktu ciernego ciał zdefiniowali autorzy pracy [926]. Wykazali przydatność znormalizowanej objętości zamkniętych pustek do charakterystyki tribologicznego zachowania powierzchni w warunkach smarowania. Stwierdzono, że obciążenie w takich warunkach przenoszone jest głównie przez zamknięte kieszenie smarowe.
Środek smarny uwięziony w zamkniętych kieszeniach smarowych pod wpływem nacisku narzędzia w wyniku wytworzonego ciśnienia hydrostatycznego przejmuje część obciążenia zewnętrznego, zmniejszając jednocześnie ciśnienie normalne oddziałujące na wierzchołki nierówności, co prowadzi do zmniejszenia oporów tarcia. Smar znajdujący się w otwartych kieszeniach smarowych podczas procesu obróbki zostaje wyciśnięty, wytwarzając ciśnienie hydrodynamiczne [926]. Efektywność przenoszenia obciążenia zewnętrznego przez otwarte kieszenie smarowe zależy od lepkości środka smarnego oraz prędkości odkształcenia. W warunkach dominacji powierzchniowej otwartych kieszeni smarowych obciążenie przenoszone jest głównie w wyniku metalicznego styku nierówności ciał będących w kontakcie,
RYS. 2.18. Graficzna reprezentacja parametrów objętościowych chropowatości powierzchni
Źródło: opracowano na podstawie [1043].
prowadząc do wyrównywania nierówności powierzchni i w konsekwencji zwiększenia rzeczywistej powierzchni kontaktu. Stosunek objętości materiału do objętości pustek określają cztery parametry funkcjonalne chropowatości powierzchni: objętość pustek rdzenia (Vvc), objętość rdzenia (Vmc), objętość pustek we wgłębieniach (Vvv) oraz objętość materiału wierzchołków (Vmp). Objętość pustek we wgłębieniach jest objętością obszaru pozbawionego materiału na poziomie p - domyślnie 10% (rys. 2.18). Objętość rdzenia Vvc jest różnicą objętości obszarów pozbawionych materiału na poziomach p oraz q (domyślnie p = 10%, q = 80%).
