I

Eksploatacja i testy

1180 AUTOBUSY 6/2016

Tomasz TRZEPIECIŃSKI, Irena NOWOTYŃSKA, Feliks STACHOWICZ, Tomasz MALINOWSKI, Tomasz PIEJA

BADANIA SPRĘŻYNOWANIA POWROTNEGO BLACHY STALOWEJ

NIERDZEWNEJ AMS5604 W PODWYŻSZONEJ TEMPERATURZE

Sprężynowanie powrotne blachy stalowej nierdzewnej AMS5604 o grubości 1 mm określono w próbie swobodnego gięcia

blachy za pomocą walcowego stempla. Badania eksperymentalne gięcia zrealizowano na specjalnym przyrządzie umożliwiają-

cym pomiar wartości sprężynowania blachy. Symulacje numeryczne za pomocą metody elementów skończonych procesu gięcia

blachy przeprowadzono za pomocą programu LS-Dyna. Symulacje numeryczne zostały wykonane dla procesu gięcia odbywa-

jącego się w temperaturze otoczenia oraz w temperaturach podwyższonych: 400°C, 500°C, 600°C, 650°C i 700°C. Otrzymane

wyniki wskazują, że współczynnik sprężynowania blachy zmniejsza się liniowo wraz ze wzrostem temperatury. Ponadto, pod-

czas procesu gięcia w badanym zakresie temperatury dochodzi do zmiany grubości blachy. Temperatura obróbki blachy jest

czynnikiem decydującym o wartości granicznej odkształcalności blachy i determinuje końcowy kształt wyrobu.

WSTĘP

Przemysł motoryzacyjny w dużej mierze zależy od procesów formowania blach z których wykonane są komponenty. Popularność wyrobów z blachy wynika z ich lekkości, łatwości zamiany, dobrego wykończenia powierzchni i niskiego kosztu. Jednym ze sposobów kształtowania blach jest proces gięcia. Po zakończonym gięciu i usunięciu obciążenia odkształcenia sprężyste powodują niezamie-rzoną zmianę kształtu kształtowanego elementu. Zjawisko zmiany kształtu po odciążeniu nazywane jest sprężynowaniem lub powrot-nym odkształceniem sprężystym. Sprężynowanie materiału zależy od wielu czynników, a mianowicie właściwości mechanicznych giętego materiału, rodzaju materiału i jego umocnienia, stopnia odkształcenia określonego stosunkiem wewnętrznego promienia gięcia do grubości materiału, kąta gięcia, kształtu wyrobu, sposobu gięcia, końcowej siły gięcia, tzw. siły dogniatania. Przewidywanie sprężynowania jest poważnym problemem dla producentów blachy, którzy chcą uzyskać pożądany kształt produktu. Szczególnie jest to ważne gdy prowadzony jest proces gięcia blach ze stali nierdzew-nej.

Stal nierdzewna lub konstrukcyjna to podstawowy budulec nadwozi współczesnych autobusów. Kwasoodporna stal stopowa chromoniklowa jest szczególnie odporna na działanie soli, którą posypywane są w zimie jezdnie. Stal nierdzewną stosuje Solaris i Solbus. Volvo jest producentem, który wykonuje szkielet nadwozia autobusu miejskiego z kilku materiałów – środkowa część konstruk-cji jest wykonana z profili aluminiowych, a moduły ściany przedniej i tylnej – ze stali nierdzewnej. Do wykonania poszyć ścian bocznych wykorzystuje się blachę ze stali nierdzewnej. Współczesna kon-strukcja nadwozi autobusowych umożliwia długoletnią eksploatację bez wykonywania kosztownych napraw blacharsko-lakierniczych oraz bez rekonstrukcji elementów szkieletu nadwozia. To znacząca przewaga wobec pojazdów poprzednich generacji. Rozwiązania te sprawdzają się nawet w trudnych polskich warunkach, gdzie pod-wozia przez długi okres są narażone na oddziaływanie soli. Przy-kładem autobusu ze szkieletem ze stali nierdzewnej niewymagają-cym remontów nadwozia po długiej eksploatacji są Solarisy Urbino. Pomimo większych kosztów materiałowych, w ciągu 20 lat użytko-wania autobusu bardziej opłaca się wyprodukować go ze stali nie-

rdzewnej niż ze stali węglowej. Dzieje się tak dlatego, że stal nie-rdzewna ma pełną odporność na korozję (czyli ponad 100 lat) w środowisku miejskim, gdzie użytkowane są autobusy. Natomiast stal węglowa w tym samym środowisku po 12 latach jest już narażona na duży ubytek w wyniku działania korozji i po tym okresie powinna być wymieniona. Dlatego też tam, gdzie występują duże koszty instalacji (tak jak w przypadku autobusu, który jest praktycznie produkowany ręcznie) bardziej opłacalne jest użycie stali nierdzew-nej. W przypadku stali węglowej dochodzą jeszcze wyższe pozosta-łe koszty instalacji niż w przypadku stali nierdzewnej (jest to przygo-towanie stali do malowania i samo malowanie).

Badania dotyczące zjawiska sprężynowania podczas procesu gięcia prowadzone są od kilku dekad. Wang i in. [1] opisali model matematyczny odkształcenia płaszczyzny gięcia blachy dając moż-liwość przewidzenia sprężynowania i maksymalnej siły zginania na stemplu i na matrycy. Hang i in. [2] przeprowadzili badania ekspe-rymentalne dla blach stalowych i opisali działanie wpływu zmien-nych parametrów procesu, takich jak promień stempla, promień matrycy, prędkość stempla, współczynnik tarcia, anizotropii normal-nej i itp, na proces gięcia V. Model analityczny przewidujący sprę-żynowanie został zaproponowany przez Kim i in. [3]. Song i in. [4] omawiali przewidywanie zjawiska sprężynowania z wykorzystaniem takich metod jak model analityczny, symulacja numeryczna z wyko-rzystaniem metody elementów skończonych. Bruni i współpracow-nicy [5] przeprowadzili eksperymenty z wykorzystaniem stopu ma-gnezu AZ31 badając parametry wpływające na sprężynowanie. Wyniki wykazały, że główne parametry wpływające na zjawisko sprężynowania to promień stempla i temperatura. Fei i Hodgson [6] badali wpływ wybranych parametrów wpływających na sprężynowa-nie stali w procesie gięcia. Garcia-Romeu i in. [7] przeprowadzili eksperymenty gięcia arkuszy blachy z aluminium i stali nierdzewnej w celu uzyskania wartości sprężynowania dla różnych kątów gięcia. Ihab Ragai i in. [8] omówili wpływ anizotropii blachy na sprężynowa-nie stali nierdzewnej w procesie gięcia eksperymentalnie z wykorzy-staniem metody elementów skończonych. Peng Chen i współpra-cownicy [9], analizowali sprężynowanie stali o wysokiej wytrzymało-ści (AHSS) wykorzystując metodę elementów skończonych. Dae i in. [10] przeprowadzili dla zbadania właściwości sprężynowania dla różnych warunków procesu operację U-gięcia. Jako zmienne proce-sowe przyjęto temperaturę formowania i geometrię narzędzia, w tym

I

Eksploatacja i testy

6/2016 AUTOBUSY 1181

promień stempla i profil matrycy. W celu kontrolowania zjawiska sprężynowania, przeprowadzono proces formowania na gorąco. Podczas gięcia na gorąco przyjęto pięć zakresów temperatur, od temperatury pokojowej do 200°C. Przyjęto dwa rodzaje blach stalo-wych walcowanych na zimno ze stali węglowej (SCP1) oraz stali TRIP, nowo opracowanej blachy stalowa o dużej wytrzymałości. Wyniki wykazały, że podwyższona temperatura i geometria narzę-dzia w przypadku dwóch rodzajów blach stalowych wpływają na sprężystość. Podstawowe cechy sprężynowania na półgorąco i gorąco podczas formowania stali wysokowytrzymałej zostały wyja-śnione eksperymentalnie przez wielu autorów [11-14]. Stwierdzono, że wartość sprężynowania zmniejsza się, gdy temperatura jest wyższa od 450°C. Obok temperatury wpływ parametrów materiało-wych, takich jak sprężystość, granica plastyczności, hartowanie i parametry procesu, takie jak obciążenie, grubość blachy, kąt matry-cy na sprężynowanie materiału badano i zostały utworzone nowe modele w celu dokładnego przewidywania zjawiska sprężynowania materiału [15-17].

W ciągu ostatnich lat, kilka grup badawczych sprawdzało wyko-rzystanie sieci neuronowych do sterowania procesami formowania blach, aby znaleźć rozwiązanie, w którym sieci neuronowe są sto-sowane w procesach gięcia V. Forcellese i in. [18] opracowali sys-tem kontroli przemieszczenia stempla w oparciu o SSN dla procesu V i U-gięcia. Inamdar i in. [19] opracowali narzędzie do przewidywa-nia sprężynowania poprzez SSN trenowane w oparciu o dane do-świadczalne i analityczne oraz z symulacji. Luisa Garcia-Romeu i współpracownicy w pracy [7] opracowali model sieci neuronowej z wykorzystaniem danych eksperymentalnych z kilku badań gięcia przeprowadzonych na aluminium i stali nierdzewnej. Cheng i in. [20] stosowali sieci neuronowe i modele regresji do przewidywania kąta gięcia blachy przeprowadzonej z wykorzystaniem lasera.

W artykule przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych oraz symulacji numerycznych procesu gięcia blachy nierdzewnej AMS5504. Badania eksperymentalne zrealizowano na specjalnym przyrządzie umożliwiającym pomiar wartości sprężynowania blachy. Symulacje numeryczne w programie LS-Dyna oraz badania ekspe-rymentalne zostały wykonane dla procesu gięcia odbywającego się w temperaturze otoczenia oraz w temperaturze podwyższonej.

1. MATERIAŁ

Badania eksperymentalne zostały zrealizowane dla blach ze stali odpornej na korozję o symbolu AMS 5604 o grubości 1 mm. Skład chemiczny stali przedstawiono w tabeli 1. Stal tego typu stosowana jest na wyroby pracujące w temperaturze do 320°C.

Tab. 1. Skład chemiczny badanej stali (%) C Cr Cu Ni Mn Mo Si Nb

0,07 16,5 4,0 4,0 1,0 0,5 1,0 0,3

Właściwości mechaniczne badanej blachy określono w próbie

jednoosiowego rozciągania. Badania przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej UTS-100 w temperaturze otoczenia (20 ºC) oraz w temperaturach 400 ºC, 500 ºC, 600 ºC, 650 ºC oraz 700 ºC. Z arkusza badanej blachy wycięto próbki do rozciągania - wzdłuż kierunku walcowania, poprzecznie do kierunku walcowania oraz pod kątem 450 do kierunku walcowania. W każdej temperaturze rozcią-gnięto 5 próbek. Próbki rozciągano aż do zerwania rejestrując war-tość siły rozciągającej oraz wielkość wydłużenia bezwzględnego. W przypadku próby rozciągania na zimno rejestrowano również zmia-ny szerokości próbek w trakcie odkształcenia celem określenia zmian wartości współczynnika anizotropii normalnej. Długość bazy pomiarowej ekstensometru do rejestracji wydłużenia wynosiła 50 mm. W celu określenia wartości współczynnika anizotropii normal-

nej materiału odkształcanego w podwyższonych temperaturach na próbki naniesiono bazy pomiarowe o długości 20 mm, a próbki wydłużano do wartości mieszczącej się w zakresie odkształceń równomiernych. Zapisane w plikach dane opracowywano przy pomocy arkusza kalkulacyjnego Excel w celu wyznaczenia wartości: – umownej granicy plastyczności Rp0,2, – granicy wytrzymałości Rm, – wydłużenia całkowitego A50, – współczynnika anizotropii normalnej r, – parametrów krzywej umocnienia odkształceniowego: wykładnika

n oraz współczynnika C. Wyniki próby jednoosiowego rozciągania, po opracowaniu sta-

tystycznym, zestawiono w tabeli 2. Wpływ temperatury na zmianę przebiegu krzywych rozciągania przedstawiono na rysunku 1. Wartości średnie poszczególnych parametrów obliczano na pod-stawie wyników dla próbek o różnej orientacji względem kierunku walcowania według zależności:

Xśr = (X0 + 2X45 + X90)/4 (1) Zmianę wartości modułu Younga oraz współczynnika Poissona

w zależności od temperatury pomiaru przedstawiono w tabeli 3. Ze wzrostem temperatury wartość współczynnika Poissona zwiększa się natomiast w przypadku modułu Younga zaobserwowano od-wrotną zależność.

Tab. 2. Właściwości mechaniczne blachy AMS 5604

Temp. 0C

Rp0,2

MPa

Rm

MPa

Ar A50 r C

MPa

n

20 904 1061 0,040 0,058 0,90 3436 0,373

400 642 815 0,044 0,059 - 2607 0,362

500 537 694 0,052 0,071 0,96 1346 0,306

600 324 464 0,029 0,090 - 714 0,178

650 276 361 0,040 0,117 - 578 0,149

700 173 224 0,118 0,435 1,50 309 0,134

Tab. 3. Wartości modułu Younga oraz współczynnika Poissona

blachy AMS 5604 Temp. 0C

273 293 373 473 543 673 773 873 973

E, GPa 213 212 207 199 193 166 158 150 142

ν 0,284 0,2845 0,285 0,289 0,293 0,298 0,303 0,31 0,317

Rys. 1. Porównanie przebiegu krzywych rozciągania blachy AMS5604 uzyskanych w różnych temperaturach

I

Eksploatacja i testy

1182 AUTOBUSY 6/2016

Analiza wyników (Tab. 2) pozwala stwierdzić znaczne różnice sposobu płynięcia oraz parametrów mechanicznych materiału ba-danych blach w zależności od temperatury, w której była przepro-wadzana próba jednoosiowego rozciągania: – wartości granicy plastyczności oraz granicy wytrzymałości

zmniejszają monotonicznie się wraz ze wzrostem temperatury rozciągania,

– wartość odkształcenia całkowitego zwiększa się wraz ze wzro-stem temperatury rozciągania, zdecydowanie dla temperatury 700°C, tj. rozciągania na gorąco,

– w przypadku odkształcenia równomiernego można zaobserwo-wać lokalne minimum wartości tego wskaźnika dla temperatur 600°C oraz 650°C,

– przekroczenie temperatury rozciągania próbek powyżej 500°C skutkowało bardzo wyraźnym zmniejszeniem się skłonności ma-teriału do umocnienia odkształceniowego.

2. BADANIA EKSPERYMENTALNE

Próbki o wymiarach 20x60 mm wyginano swobodnie na ma-szynie wytrzymałościowej przy pomocy specjalnego przyrządu (rys. 2). Wartość promienia stempla oraz promienia powierzchni we-wnętrznej matrycy wynosiła odpowiednio 27,8 mm i 30,2 mm. Pro-ces gięcia realizowano stopniowo stosując cztery różne kąty wygię-cia, o wartości γg = 32°, 46°, 84° oraz 132° (takie wartości kątów wygięcia uzyskano stosując podkładki ograniczające wielkość za-głębienia stempla). Po odciążeniu próbek (w przypadku próbek kształtowanych na półgorąco po ich wystygnięciu) wykonywano pomiary kąta wygięcia, jak również promień zaokrąglenia próbki w miejscu wygięcia na projektorze LM6 (Microtechnica S.p.A Torino) wyposażonym w licznik pomiarowy Quadra Check 200 (Hanh & Kolb Metronics) przy dziesięciokrotnym powiększeniu. Próby gięcia przeprowadzono w następujących warunkach: – gięcie na zimno (w warunkach otoczenia), – gięcie z indukcyjnie podgrzewaną próbką - matryca i stempel

niepodgrzewane.

Rys. 2. Przyrząd do gięcia blachy

Podczas próby gięcia z nagrzewaniem indukcyjnym próbka w

trakcie nagrzewania znajdowała się na prowadnicy poza giętakiem i dopiero po uzyskaniu wymaganej temperatury szybko została prze-suwana oraz gięta do uzyskania określonego kąta. Wartość tempe-ratury nagrzewania próbek podczas kształtowania na półgorąco dobrano na podstawie wyników próby rozciągania, wskazujących na najlepsze właściwości plastyczne materiału nagrzanego do tempe-ratury 500°C [21]. Wartość współczynnika sprężynowania K okre-

ślono jako stosunek kąta gięcia po odciążeniu γs do kąta gięcia pod obciążeniem γg. Wartość kąta gięcia wyznaczano z zależności:

γ

w

harctg

2 (2)

gdzie: h - wysokość wygiętej próbki, w - rozstaw podpór matrycy (w = 60 mm).

3. MODELOWANIE NUMERYCZNE

Symulacje numeryczne procesu gięcia za pomocą metody elementów skończonych (MES) przeprowadzono w programie LS-DYNA. Kształt oraz wymiary modelu numerycznego gięcia odpo-wiadały geometrii rzeczywistych narzędzi (rys. 2). Narzędzia w modelu MES zamodelowano jako ciała nieodkształcalne, założenie to pozwoliło na przedstawienie ich geometrii w modelu numerycz-nym za pomocą zewnętrznych powierzchni (rys. 3). Model blachy zdyskretyzowano za pomocą 300 elementów typu Shell, z pięcioma punktami całkowania na grubości blachy. Odkształcany materiał był traktowany jako sprężysto-plastyczny, izotropowy z nieliniowym umocnieniem opisanym równaniem potęgowym Hollomona [22]. Właściwości izotropowe materiału zdefiniowano zakładając kryte-rium plastyczności Hubera-Misesa-Hencky’ego [23]. Właściwości sprężyste materiału zdefiniowano przez wprowadzenie do programu LS-DYNA krzywych zmian wartości modułu Younga i współczynnika Poissona w zależności od temperatury, zgodnie z danymi w tabeli 3.

W warunkach podwyższonej temperatury, blacha przed proce-sem gięcia był podgrzewana do zadanej temperatury, dla narzędzi ustalono temperaturę początkową równą 20°C. Wartości współ-czynnika emisyjności ε oraz współczynnika przewodzenia ciepła wynosiły odpowiednio 0,8 oraz 80 W/m2K.

Rys. 3. Geometria narzędzi w modelu numerycznym procesu gięcia

4. WYNIKI

Dla obydwu analizowanych w badaniach eksperymentalnych temperatur blachy zaobserwowano monotoniczne zmniejszanie się wartości kąta sprężynowania ze wzrostem promienia gięcia (rys. 4). W temperaturze kształtowania blachy nierdzewnej AMS5604, tj. 500°C, w całym zakresie wartości promienia gięcia, wartości współ-czynnika sprężynowania są o około 20-25% mniejsze niż odpowia-dające im wartości kąta sprężynowania wyznaczone w temperatu-rze otoczenia.

Obszar koncentracji naprężeń szczątkowych znajduje się w części środkowej próbki, czyli w miejscu kontaktu próbki z po-wierzchnią stempla. Po zdjęciu obciążenia ze wzrostem temperatury zmniejsza się maksymalna wartość naprężeń szczątkowych (rys. 5).

I

Eksploatacja i testy

6/2016 AUTOBUSY 1183

Rys. 4. Wpływ wartości promienia gięcia na wartość współczynnika sprężynowania

Charakter zmian intensywności naprężeń w przekroju po-przecznym blachy znajdującym się w miejscu kontaktu stempla z blachą nie jest jednoznaczny dla wszystkich temperatur gięcia (rys. 6). W temperaturze gięcia 400°C największa wartość intensywności naprężeń występuje w obszarze środkowym blachy. Z kolei naj-większa wartość intensywności naprężeń blachy kształtowanej w temperaturze 800°C występuje na krawędzi. Natomiast dla tempe-ratury gięcia blachy 700°C rozkład intensywności naprężeń jest równomierny na szerokości. Widoczna jest tendencja do zmniejsza-nia się średniej wartości intensywności naprężeń ze wzrostem temperatury.

Rys. 5. Wpływ temperatury na rozkład i wartość intensywności naprężeń; próbki odciążone

Rys. 6. Rozkład intensywności naprężeń materiału po odciążeniu w płaszczyźnie symetrii blachy

W odróżnieniu od rozkładu intensywności naprężeń widoczny jest nierównomierny rozkład grubości blachy w przekroju poprzecz-nym (rys. 7) oraz na krawędzi blachy (rys. 8). W przekroju po-przecznym blachy znajdującym się w miejscu kontaktu stempla z blachą obserwuje się podobny charakter zmian grubości blachy dla wszystkich analizowanych temperatur kształtowania. Największe pocienienie blachy ma miejsce w pobliżu krawędzi bocznych pró-bek, natomiast w części środkowej dochodzi do spęczenia materia-łu, czyli zwiększenia grubości blachy (rys. 9).

Rys. 7. Rozkład grubości blachy po odciążeniu blachy w temperatu-rze 500°C

Rys. 8. Rozkład grubości w wybranych przekrojach blachy po od-ciążeniu, temperatura badania – 400°C

Wartość kąta gięcia po odciążeniu próbki γs określono na pod-stawie współrzędnych czterech węzłów położonych w płaszczyźnie symetrii blachy (rys. 6). Pomimo, że wartości parametrów mecha-nicznych blachy zmieniają się nieliniowo w zależności od temperatu-ry badania (tab. 2) zaobserwowano liniową (R2 = 0.9891) zależność

I

Eksploatacja i testy

1184 AUTOBUSY 6/2016

pomiędzy wartością kąta gięcia s a wartością temperatury począt-kowej próbki (rys. 10).

Rys. 9. Wpływ temperatury na rozkład grubości w płaszczyźnie symetrii blachy odciążonej

Rys. 10. Wpływ temperatury giętej blachy na wartość kąta gięcia γb; zagłębienie stempla 10 mm

5. PODSUMOWANIE

Dużym problemem podczas kształtowania blach wysokowy-trzymałych jest zjawisko powrotnych odkształceń sprężystych. Znajomość wartości powrotnych odkształceń podczas sprężynowa-nia blachy jest szczególnie istotna podczas profilowania oraz wytła-czania blach. Jak wykazały badania, nawet w temperaturze pod-wyższonej wartości sprężynowania osiągają znaczne wartości. Zjawisko sprężynowania jest szczególnie istotne podczas kształto-wania profilowanych karoserii oraz elementów szkieletów nowocze-snych autobusów. Wśród producentów autobusów wykorzystują-cych stal nierdzewną w konstrukcjach swoich pojazdów jest Solaris i Volvo.

Przeprowadzone badania eksperymentalne oraz modelowanie numeryczne procesu gięcia płaskowników z blachy stalowej nie-rdzewnej AMS5604 pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: – wyniki próby jednoosiowego rozciągania wyraźnie wskazały na

istotną zależność właściwości mechanicznych materiału od temperatury z zakresu 20-700°C,

– wartość granicy plastyczności oraz granicy wytrzymałości zmniejszała się monotonicznie ze wzrostem temperatury,

– zauważono znaczny spadek skłonności do umocnienia odkształceniowego (wyrażonego poprzez wartość wykładnika krzywej umocnienia n) po przekroczeniu temperatury 400°C,

– ze wzrostem temperatury wartość współczynnika Poissona zwiększa się natomiast w przypadku modułu Younga zaobser-wowano odwrotną zależność,

– otrzymane nierównomierne rozkłady naprężeń oraz grubości blachy na szerokości próbek wskazują, że zakładanie przez wielu autorów płaskiego stanu odkształcenia na szerokości próbki i upraszczanie geometri modelu numerycznego do analizy 2D nie jest uzasadnione.

BIBLIOGRAFIA

1. Altan T., Wang C., Kinzel G., Mathematical modeling of plane strain bending of sheet and plate. J. Mater. Process. Technol. 39, 1993, pp. 279–304.

2. Huang Y.-M., Leu D.-K., Effects of process variables on V-die bending process of steel sheet. Int. J. Mech. Sci. 40, 1998, pp. 631–650.

3. Kim H., Nargundkar H., Altan T., Prediction of bend allowance and springback in air bending. J. Manuf. Sci. Eng. 29, 2007, pp. 342–351.

4. Song N., Qian D., Cao J., Liu W.K., Li S., Effective models for prediction of springback in flanging. J. Eng. Mater. Tech. 23, 2001, pp. 456–461.

5. Bruni C., Forcellese A., Gabrielli F., Simoncini M., Air bending of AZ31 magnesium alloy in warm and hot forming conditions. J. Mater. Process. Technol. 177, 2006, pp. 373–376.

6. Fei D., Hodgson P., Experimental and numerical studies of springback in air v-bending process for cold rolled TRIP steels. Nucl. Eng. Des. 236, 2006, pp. 1847–1851.

7. Garcia-Romeu M.L., Ciurana J., Ferrer I., Springback determi-nation of sheet metals in air bending process based on an ex-perimental work. J. Mater. Process. Technol. 191, 2007, pp. 174–177.

8. Ragai I., Lazim D., Nemes J.A., Anisotropy and springback in draw bending of stainless steel 410: experimental and numerical study. J. Mater. Process. Technol. 166, 2005, pp. 116–127.

9. Chen P.,Koc M., Simulation of springback variation in forming of advanced high strength steels. J. Mater. Proces. Technol. 190, 2007, pp. 189– 198.

10. Dae G., S., Sung H., Ch., Sang M., L., Springback Characteris-tics of Steel Sheets for Warm U-Draw Bending. Metals and Ma-terials International, Vol. 9, No. 5 2003, pp. 497-501.

11. Yanagirnoto J., Oyamada K., Mechanism of Springback-Free Bending of High Strength Steel Sheets Under Warm Forming Condition. JJ. Annals of the CIRP. 2007. 56( I): pp. 265.

12. Yanagimoto J., Oyamada K., Springback of High Strength Steels After Hot and Warm Sheet Formings. JJ. Annals of the CIRP. 2005. 54(1): pp. 213.

13. Yanagimoto J. Oyamada K., Springback-Free Isothermal Form-ing of High-Strength Steel Sheets and Aluminum Alloy Sheets Under Warm and Hot Forming Conditions JJ. ISIJ International. 2006. 46(9): pp. 1324.

14. Tekaslan O, Gerger N. Seker U., Determination of SpringBack of Stainless Steel Sheet Metal in "V" Bending Dies. J. Mater De-sign. 2008. 29(5): pp. 1043.

15. lmai K. Koyama J. Jin, Y., High-Accuracy V-Bending System by Real Time Identifying Material Property. J. Mater Proc Technol. 2008. 201(1-3): pp. 193.

I

Eksploatacja i testy

6/2016 AUTOBUSY 1185

16. Asnafi N., Springback and Fracture in V-Die Air Bending of Thick Stainless Steel Sheets. J. Mater Design. 2000. 21(3): pp. 217.

17. Leu D K., A Simplified Approach for Evaluating Bendability and Springback in Plastic Bending of Anisotropic Sheet Metals. J. Mat. Proc Technol. 1997, 66(1-3), p. 9.

18. Forcellese A., Gabrielli F., Ruffini R., Effect of the training set size on springback con-trol by neural network in an air bending process. J. Mater. Process Tech. 80-81, 1998, pp. 493–500.

19. Inamdar M.V., Date P.P., Desai U.B., Studies on the prediction of springback in air vee bending of metallic sheets using an arti-ficial neural network. J. Mater. Process Tech. 108(1) 2000, pp. 45–54.

20. Cheng P.J., Lin S.C., Using neural networks to predict bending angle of sheet metal formed by laser. Int. J. Mach. Tools Manuf. 40(8), 2000, pp. 1185–1197.

21. Stachowicz F., Trzepieciński T., Pieja T., Warm forming of stainless steel sheet, “Archives of Civil and Mechanical Engi-neering” 2010, vol. 10.

22. Hollomon J.H., Tensile deformation, “Trans. AIME” 1945, vol. 162.

23. Huber, M.T., Właściwa praca odkształcenia jako miara wytęże-nia materiału, „Czasopismo Techniczne – Lwów” 1904, nr 22

The investigation of springback phenomenon of AMS5504 stainless steel sheet at elevated temperature

To determine the value of springback coefficient of sheet

metal the cylindrical bending test was conducted. The exper-

imental tests of bending process were carried out using spe-

cial device which allows to measure the value of sheet

springback. As a test material we used the AMS 5604 alloy

sheet metal with a sheet thickness of 1 mm. The numerical

simulations by finite element method of the cylindrical bend-

ing test was conducted using LS-Dyna program. The simula-

tions were conducted at the room temperature (20°C) and at

elevated temperatures: 400°C, 500°C, 600°C, 650°C i

700°C. The results indicated that the value of springback

coefficient of the sheet decreases with the increasing of tem-

perature. Furthermore, during the bending process at ana-

lysed temperature the linear variation in sheet thickness is

observed. The forming temperature value influences the value

of limit strains of the sheet and determines the final shape of

product.

Autorzy: Dr hab. inż. Tomasz Trzepieciński – Politechnika Rzeszowska im. Ignacego Łukasiewicza, Katedra Przeróbki Plastycznej, e-mail: tomtrz@prz.edu.pl Dr inż. Irena Nowotyńska – Politechnika Rzeszowska im. Ignacego Łukasiewicza, Zakład Informatyki w Zarządzaniu, e-mail: i_nowot@prz.edu.pl Prof. dr hab. inż. Feliks Stachowicz – Politechnika Rzeszowska im. Ignacego Łukasiewicza, Katedra Przeróbki Plastycznej, e-mail: stafel@prz.edu.pl Mgr inż. Tomasz Malinowski – Pratt & Whitney Rzeszów, e-mail: Tomasz.Malinowski@pwrze.utc.com Dr inż. Tomasz Pieja – Pratt & Whitney Rzeszów, e-mail: To-masz.Pieja@pwrze.utc.com