Progresivní technologie tváření

Transkript

1 VŠB - TECHNICKÁ UNIVERZITA OSTRAVA FAKULTA METALURGIE A MATERIÁLOVÉHO INŽENÝRSTVÍ Katedra tváření materiálu Progresivní technologie tváření Autor: Miroslav Greger Ostrava

2 Obsah s. 1. Zpevnění kovových materiálů Hydromechanické tváření Vlastnosti a strukturní stabilita jemnozrnných a nanostrukturních materiálů Superplastické tváření Hydromechanické tažení Tváření vysokými parametry Technologie a zařízení pro tváření ve stádiu vývoje Technologie tvářen í šetrné k životnímu prostředí Radiální kování Válcování kroužků Progresivní technologie výroby železničních kol Výroba den pro tlakové nádoby jaderných elektráren 96 2

3 1. Zpevnění kovových materiálů Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: Stanovit teoretickou pevnost kovů. Vypočítat velikost zpevnění pro jednotlivé způsoby zpevňování. Výklad 1. Úvod Mechanické vlastnosti, zejména pevnost a další vlastnosti odvozené z tahové zkoušky jsou důležité z hlediska praxe. Jsou odvozeny od krystalické stavby, jsou podmíněny výskytem a změnami mřížkových poruch, zejména dislokací. Většinou se vychází z meze pevnosti, podle které se materiály rozdělují do skupin podle použitelnosti, což má jak teoretický a také praktický význam. 2. Pevnost V technické praxi se vyjadřuje jako nejvyšší napětí při zkoušce tahem. Můžeme jí stanovit i při namáhání v tlaku, ohybu nebo i krutu. Podmínky pro zkoušení jsou určeny v normách. Při zkoušce tahem zjišťujeme kromě pevnosti i mez úměrnosti, mez kluzu (mez R p0,2 ). Dále zjišťujeme tažnost a kontrakci. Namáhání je na začátku zkoušky jednoosé a homogenní až do okamžiku, kdy se průřez tyče začíná v jednom místě zužovat a vytváří se místní zaškrcení. V tomto místě vzniká trojosá napjatost, která mění i podmínky deformace. Teoretická pevnost je určena meziatomovými silami. U kovů je maximální pevnost popsána výrazem: nebo přibližně G/2π E/10. V praxi jsou naměřené hodnoty o 2 až 3 řády nižší následkem mřížkových poruch, které usnadňují skluz a plastickou deformaci, snižují napětí potřebné pro porušení, a tedy i pevnost materiálu. Nejvyšší pevnost mají monokrystaly s relativně nízkou hustotou dislokací (whiskry), u nichž může být pevnost až o řád vyšší než u stejného polykrystalického kovu nebo slitiny. 3. Zpevňování Pevnost čistých kovů je často nižší než požadovaná, proto se hledají cesty pro její zvýšení - zpevňování. U čistých kovů můžeme pevnost zvyšovat tvářením za studena nebo zmenšením velikosti zrna. Tam, kde uvedené způsoby nestačí přechází se od čistých kovů ke slitinám. Pevnost čistých kovů můžeme dále zvyšovat legováním a pevnost slitin tepelným zpracováním. Uvede způsoby můžeme kombinovat, např. legování, tváření a řízení velikosti zrna. 3

4 3.1 Deformační zpevnění Plastická deformace může přispívat buď k vyrobení žádaného tvaru, např. protlačováním, válcováním, tažením, a také ke zvýšení pevnosti. Při plastické deformaci dochází obvykle ke zmenšování průřezu, což vyjadřujeme vztahem So S 1 s 100 (1) S o kde S o, S 1 jsou plochy průřezu před a po deformací. Plastická deformace se uskutečňuje nejčastěji skluzem, a to přednostně v rovinách a směrech nejhustěji obsazených atomy. Skluz je vyvolán pohybem dislokací v aktivní skluzové rovině při napětí, které je větší než kritické skluzové napětí.velikost kritického skluzového napětí závisí na typu kovu, na jeho čistotě a stavu, a na podmínkách deformace. Na větších deformacích v polykrystalickém materiálu se podílí více skluzových systémů (u kovů a slitin s kubickou mřížkou minimálně pět) podle orientace a velikosti působící sily i podle podmínek deformace. Za určitých podmínek dochází k deformaci vznikem dvojčat. Dvojčata vznikají nejčastěji u systémů s nižším počtem skluzových rovin, např. u hexagonálních mřížek, nebo při vyšších rychlostech deformace a nižších teplotách. Rychlost vzniku dvojčat v krystalech se blíží rychlosti šíření zvuku v daném kovu. Zpevnění při skluzovém mechanismu je způsobeno růstem hustoty dislokací a jejich hromaděním na překážkách, čímž se zvětšuje i kritické skluzové napětí, tedy i mez kluzu a pevnost. Naproti tomu zpevnění způsobené vznikem dvojčat je poměrně malé. Důsledkem zpevňování plastickou deformací může být i změna fyzikálních vlastností, především těch, které závisí na množství a chování mřížkových poruch (elektrická vodivost, magnetické vlastnosti apod.). Maximální hodnota zpevnění je důležitou materiálovou hodnotou a u KPC kovů je přímo úměrná modulu pružnosti ve smyku. Používá se vztah: d ( ) G d max (2) Na zpevnění má významný vliv teplota a rychlost zatěžování. Teplota mění nejen absolutní hodnoty napětí, deformace a zpevnění. Chceme-li srovnávat zpevňovací křivky různých kovů, musíme je srovnávat při homologických teplotách. Příklad zpevňovacích křivek pro různé kovy je na obr. 1. Obr. 1. Křivky zpevnění vybraných čistých kovů Materiály ve stavu tvářeném za studena jsou v nestabilním stavu. Vlivem teploty mohou probíhat odpevňovací procesy, např. zotavení nebo rekrystalizace, a kov ztrácí zpevnění získané plastickou deformací. V zásadě by mělo platit, že materiály zpevněné plastickou deformací za studena lze používat jen při teplotě, za níž byly tvářeny, nebo při teplotě nižší. Odpevňovací děje závisí na teplotě, na krystalové mřížce kovu a celkové velikosti deformace za studena, proto nelze jednoznačně omezit teplotu použití materiálů tvářených za studena. Např. u velmi čisté mědi mohou odpevňovací děje proběhnout i při teplotě 100 C, a proto mědi a kovů s nízkou teplotou tání lze použít jen za normálních teplot. 4

5 3.2. Zpevnění hranicemi zrn Hranice zrn tvoří významnou překážku v pohybu dislokací Při plastické deformaci dochází k nakupení dislokací v okolí hranic a ke vzniku dislokací na hranicích zrn. Hranice zrn lze pokládat za volný povrch krystalů, jehož chování se liší od vnitřní části krystalu a působí také na plastickou deformaci. Pro závislost pevnostních vlastností kovových materiálů na velikosti zrna byl odvozen Hall-Petchův vztah: Rm k d o 1/ 2 (3) kde a k jsou konstanty, nezávislé na velikosti zrna d. Hodnota představuje napětí pro pohyb dislokací v základním materiálu bez ovlivnění hranicemi zrn, k vyjadřuje vliv hranic zrn na indukovaný skluzový proces v sousedních zrnech dosud plasticky nedeformovaných. Hodnotu lze určit z kritického smykového napětí monokrystalů, je závislá na teplotě. Konstanta k se mění s teplotou méně. Obr. 3 Obecná závislost pevnostních vlastností na velikosti zrna Na obr. 4 je znázorněna závislost meze kluzu na velikosti zrna pro měď a hliník. Hall-Petchův vztah platí v podstatě pro všechny kovy. Podrobnější rozbory ukázaly, že exponent není u všech materiálů stejný, ale mění se od 1/4 do -1; hodnota 1/2 je však nejčastější. Obr. 4 Závislost Rp0,2 na velikosti zrna (platí pro hrubozrnné materiály) Vysvětlení vlivu hranic zrn bylo věnováno mnoho prací. První vycházely z předpokladu, že dislokace nakupené u hranic zrn vyvolají pohyb dislokací v sousedních zrnech, nebo že se v důsledku omezení pohybu tvoří další dislokace atd. Používá se i model vlivu hranic zrn opírající se o rozdílnou hustotu dislokací a jejich uspořádání. Pro zvýšenou pevnost vlivem nově vzniklých dislokací používá výraz d m G b 3 d 1/ 2 (4) 5

6 kde G je modul pružnosti ve smyku, je hustota dislokací v původním materiálu, m je hustota dislokací, vzniklých vlivem poruch v hranicích zrn, b je Burgersův vektor, d je velikost zrna. Pro predikci celkové pevnosti kovů lze využít vztah: 1/ 2 1/ 2 3m F G b 1 d (5) kde F je základní pevnost kovu bez ovlivnění dislokacemi. Pokud je hustota dislokací v základním kovu nízká, je závislost pevností na velikosti zrna funkcí d -1/2 je-li však hustota dislokací velká (např. po deformaci je 3m <.d ), pak rovnici (5) lze upravit na: 1/ 2 3G b m 1 F G b 1/ 2 2 d (6) a závislost pevnosti na velikosti zrna je funkcí d -1. Tento výraz lze srovnat s Hall-Petchovým vztahem a upravit: 1/ 2 o F G b (7) což zahrnuje pevnost základního materiálu, včetně vlivu dislokací v původním stavu. Z porovnání vyplývá i hodnota: 3G b m k 2 1/ 2 která upřesňuje koeficient (k) vlivu velikosti zrna. (8) Z experimentálně stanovených hodnot pevností při různých velikostech zrna lze určit i hodnotu m v rovnici (8). Na rozdíl od zpevnění plastickou deformací je vliv hranic zrn trvalý, protože jde o stabilní stav (pokud nedochází k růstu zrn). Míra vlivu velikosti zrna na pevnost a ostatní vlastnosti se však mění s teplotou. Maximální zvýšení pevnosti se uplatní u jemnozrnných materiálů při nízkých teplotách Zpevňování legováním Přítomnost většího počtu jiných atomů v základní mřížce kovu narušuje její uspořádání a při větších rozdílech velikosti atomů způsobí i elastické deformace krystalové mřížky tuhého roztoku. Při tvorbě tuhého roztoku se uplatňují nejen rozdílné velikosti atomů, ale i elektrochemický faktor a rozdíl valencí. Rozsah tuhých roztoků je tím větší, čím je legující prvek podobnější základnímu kovu, zejména pokud jde o velikost atomů a valenci. Legující prvky mají vliv i na chování mřížkových poruch v základní mřížce. To vše působí i na vlastnosti tuhých roztoků a na uspořádání atomů. Místo ideální substituční uspořádanosti jsou tuhém roztoků oblasti s uspořádáním na krátkou vzdálenost. Uspořádání na krátkou vzdálenost nastává při kladném rozdílu valence, přidá-li se do základního kovu prvek s větší valencí. Při záporném rozdílu valencí vznikají shluky atomů přidaného prvku. Substituční atomy v mřížce základního kovu působí jako překážka a zvětšují napětí pro pohyb dislokací, čímž zvyšují mez kluzu a pevnost. Vliv legujících prvků na smykové napětí v závislosti na jejich koncentraci c popisuje vztah: 3/ 2 1/ 2 o ks Z1 G c (9) kde je kritické smykové napětí čistého kovu, Z 1 je konstanta, G je modul pružnosti ve smyku, 6

7 ξ je kombinovaný parametr legování, který zahrnuje změnu parametru mřížky a napětí. Rovnici (9) lze upravit do tvaru: o ks Z2 G (10) kde Z 2 je rozdílná konstanta od Z 1. Vliv koncentrace legujících prvků na pevnost slitin Cu, Al a Ni je uveden na obr. 6. a) b) Obr. 6 Vliv koncentrace legujících prvků na pevnost slitin Cu (a), slitin Al (b) Pro praktické soustavy z uvedených vztahů vyplývá, že maximální účinek zpevnění tuhých roztoků lze očekávat u soustav s maximálním rozdílem atomových poloměrů obou prvků. V tabulce 1 jsou uvedeny rozsahy tuhých roztoků pro slitiny mědi, hliníku a niklu. Tabulka 1. Rozsahy tuhých roztoků u slitin mědi, hliníku a niklu Prvek hm. % v Cu Prvek hm. % v Al Prvek hm. % v Ni max. min. max. min. max. min. Ni Cu 5,7 0,1 Cr Zn 38,3 30 Mg 17,4 1,9 Si 6,5 4,2 Sn 15,8 0,1 Mn 1,4 0,1 Fe A1 9,4 8 Si 1,65 0,05 Mn 45 (23) 3.4.Precipitační zpevňování U tuhých roztoků, u nichž se rozpustnost s teplotou snižuje, je předpoklad pro zvyšování pevnosti tepelným zpracováním - precipitací nebo vytvrzování. Princip záleží v tom, že se rychlým ochlazením z teploty maximální rozpustnosti tuhého roztoku získá přesycený tuhý roztok, z něhož se pak při normální nebo zvýšené teplotě vylučují velmi jemné strukturní složky, které značně zvyšují pevnost i tvrdost slitiny, ovšem na úkor plastických vlastností. Prvá část pochodu, tj. ohřev na teplotu homogenního tuhého roztoku a prudké ochlazení, je nazývána rozpouštěcím žíháním, druhá část pak stárnutím, a to buď přirozeným, probíhá-li při normální teplotě, nebo umělým při vyšší teplotě. 7

8 Obr. 7. Změna vlastností slitiny Al na době precipitace, Přesycený tuhý roztok není stabilní, neboť postupně probíhá precipitace. Změna vybraných vlastností v závislosti na době precipitace je uvedena na obr. 7. Na tvorbu a růst precipitátů má velký vliv teplota. Vyplývají z toho nejen podmínky pro optimální způsob celého pochodu, ale i omezené využití vlastností při vyšších teplotách. Při požadavku maximální pevnosti je nutno zajistit takové podmínky, aby nebyly překročeny teploty a doby způsobující přestárnutí. Plastická deformace po rozpouštěcím žíhání urychluje vznik precipitátů. Zvyšuje se rychlost zpevnění a celý proces stárnutí se zkracuje. Také maximální hodnota pevnosti nebo tvrdosti je vyšší než při běžném stárnutí Disperzní zpevnění Disperzním zpevněním označujeme poslední stadium precipitačního vytvrzování, charakterizované vznikem stabilních nekoherentních rovnovážných precipitátů. Rovnovážné fáze se vylučují z přesyceného tuhého roztoku ve složení a množství podle rovnovážného diagramu. Při plastické deformaci jsou takové překážky dislokacemi většinou obcházeny a míra zpevnění je nepřímo úměrná vzdálenosti překážek. Vznikla myšlenka využít tohoto způsobu zpevňování k umělému vytvoření překážek tím, že se sloučeniny vhodného typu vytvoří nebo nalegují do základního kovu nebo slitiny a působí pak jako účinné překážky proti pohybu dislokací. Požadavkem je, aby jednotlivé částice byly co nejmenší a pravidelně rozděleny ve velmi malých vzdálenostech. Charakteristickým znakem těchto soustav je, že zpevňující částice leží uvnitř základní fáze. Většinou jde o soustavu kovu nebo slitiny s intermetalickou sloučeninou. Disperzní soustavy jsou charakterizovány objemem přidaných částic, jejich rozměry, vzdáleností a distribuční funkcí. Je nutno přihlížet k jejich krystalové struktuře, tvaru i fázovému rozhraní. Obr. 8. Princip působení překážky při pohybu dislokace Zpevňování, vyvolané přítomností disperzních částic, lze vyjádřit zvýšením odporu proti pohybu dislokací. Částice druhé fáze může působit jako nepropustná a dislokace ji musí obejít (Orowanův mechanismus) nebo ji dislokace protne při napětích menších, než je napětí Orowanovo. Při zachycení dislokace mezi dvěma překážkami se vlivem napětí dislokace prohýbá, až úhel φ mezi dvěma rameny dislokace dosáhne určité kritické hodnoty a dislokace se utrhne ( obr. 8). Pevnost překážky F je pak ve vztahu k napětí dislokace dána výrazem: F = 2E.cos φ/2 (11) a napětí, které způsobí utržení dislokace lze stanovit z rovnice: 8

9 F 2 E cos / 2 b b (12) kde λ je efektivní vzdálenost mezi částicemi. V praxi jde o určení hodnoty λ, a ověření souhlasu modelu s reálnými hodnotami i u konkrétních soustav. Obecně můžeme psát rovnici pro přírůstek smykového napětí: G b (13) kde G je modul pružnosti ve smyku, b je Burgersův vektor, vyjadřuje vliv rozdělení a orientace částic, β určuje pevnost částic, γ zahrnuje vlastnosti dislokace. Disperzní zpevňování je důležité zejména pro součástky pracující za vyšších teplot. Kromě mechanických vlastností se mění i vlastnosti fyzikální, např. elektrická vodivost. Vhodnou kombinací lze získat slitiny optimálních vlastností. Pro přípravu takových soustav lze použít jak klasické hutní postupy, tak i metody práškové metalurgie. Nekovové sloučeniny (většinou oxidy, ale i nitridy, boridy, silicidy apod.) mohou vznikat přímo v daných systémech reakcí, např. vnitřní oxidací, nebo se přímo legují do dané soustavy při její přípravě Zpevnění spinodálním rozpadem Některé tuhé roztoky nejsou stabilní v celém rozsahu složení a teplot. Při ochlazování tuhého roztoku dochází k rozpadu na dva tuhé roztoky rozdílného složení, ale stejné krystalografické struktury (obr. 9). Takový rozpad nazýváme spinodálním. Rozpad přesyceného tuhého roztoku však na rozdíl od precipitace probíhá spontánně a bez inkubační periody. Uvnitř přesyceného roztoku se tvoří periodicky se opakující oblasti s nižší a vyšší koncentrací legujícího prvku a s rostoucím časem se zvětšuje nejen oblast těchto koncentračních změn, ale i koncentrační rozdíly. Zvláštností je, že difúze se uskutečňuje proti koncentračnímu gradientu a rozpad se dokončí až vznikem rovnovážných složení při dané teplotě. Obr. 9 Princip spinodálního rozpadu Porovnáme-li spinodální rozpad s vytvrzováním, je zřejmé, že následkem spontánního průběhu strukturních změn se může rychleji uplatnit i změna mechanických vlastností při spinodálním rozpadu. K rozpadu může dojít již během ochlazování, a pak není nutné rozpouštěcí žíhání a stárnutí. 9

10 3.7. Zpevňování vlákny Největší pevnosti byly zjištěny při použití whiskerů (tenkých monokrystalů), lze však použít i dráty polykrystalických kovů a slitin, dokonce i vlákna z umělých hmot a ze skla. Takové materiály se nazývají sdruženými. Základní hmota menší pevnosti přenáší deformace na vlákna, která mají větší pevnost. Soudržnost vláken a základních materiálů musí být dokonalá a nesmí se narušovat reakcemi na ploše styku. Vlákna musí mít větší modul pružnosti v tahu a vhodný tvar, aby povrch styku se základním materiálem byl co největší. Musí být vytvořen vhodný poměr objemu k povrchu, proto jsou nejlepší tenká vlákna nebo destičky. Síla se přenáší smykovým napětím. Výsledná pevnost bude záležet nejen na objemu vložených vláken, ale i na poměru průměru k jejich délce, protože smykové napětí roste s délkou vlákna a k maximálnímu zpevnění dochází jen při určité délce. Na obr. 10 je uvedena závislost zvýšení pevnosti u precipitačního a disperzního zpevnění (v závislosti na velikosti částic a jejich množství) a u materiálů zpevněných vlákny (v závislosti na poměru délky vláken L k jejich průměru d f při různém poměrném objemu V f ). Zpevnění je vyjádřeno poměrem mezi Rp0,1, zpevněného a základního materiálu. Obr. 10. Srovnání různých způsobů zpevnění: A - tuhé roztoky a precipitačně vytvrzené slitiny;b - disperzně zpevněné slitiny; C - cementy; D - sdružené materiály zpevněné vlákny; d p - velikost částic; d f - průměr vlákna; L - délka vlákna Whiskery kovů mají pevnost kolem MPa a whiskery nekovových sloučenin (nitridy, boridy, ale i kysličníky) mají pevnost stejnou nebo i vyšší (až MPa). Vlákna z kovů a slitin mají pevnost až MPa. Nejčastěji se používá vláken: ocelových, vláken z titanových slitin, z molybdenu, wolframu apod. Běžné je použití drátů o průměru kolem 0,1 mm. Příklad zvýšení pevnosti mědi vyztužené wolframovými vlákny je na obr. 11. Obr. 11. Zvýšení pevnosti u mědi různým podílem wolframových vláken Příklady pevnosti vybraných soustav jsou uvedeny v tab.2. Sdružené materiály se dosud používají vzhledem k vysoké ceně jen pro speciální případy, ale v budoucnosti se předpokládá jejich širší použití. Tabulka 2. Pevnost vybraných soustav (slitin) zpevněných vlákny 10

11 Základní materiál Vlákno Obsah vlákna R m Poznámka [obj. %] [MPa] Cu W CuNiS W CuAlS W křehký lom CuTil0 W Al-Mg-Si Fe Al-Mg Fe E = 115 GPa Shrnutí pojmů a závěry kapitoly V současné době se pozornost věnuje zpevňovacím pochodům. Výpočtem byly stanoveny průběhy zpevňovacích křivek, značně blízké křivkám stanoveným experimentálně. Otázky k probranému učivu 1. Jaké způsoby zpevňování se používají v kovových soustavách? Úlohy k řešení 1. Popište postup zpevnění probíhající při plastické deformaci a při precipitaci. Použitá literatura, literatura k dalšímu studiu 1.PLUHAŘ, J., PUŠKÁR, A., KOUTSKÝ, J. a další. Fyzikální metalurgie a mezní stavy materiálu. SNTL/ALFA, Praha

12 2. Hydromechanické tváření Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: Popsat konvenční a progresivní technologie tváření plechů trubek. Stanovit výhody, nevýhody a použití uvedené technologií v průmyslové praxi. Seznámí se možnostmi a množstvím vyráběného sortimentu tvářených výrobků. Výklad 1. Úvod Hydromechanické tváření v současné době vytlačuje tradiční metody zpracování dílů v automobilovém průmyslu. Zahrnuje široké uplatnění ve výrobě rámu, předních a zadních náprav, klikových a váčkových hřídelí, sedadlových rámů a výfukového potrubí. Pokrok hydromechanického tváření je ve zlepšování pevnostních vlastností, kvality vyrobených součástí a snížení hmotnosti, lepší návrh designu za současného snižování výrobních kroků. Hydromechanický proces tváření se využívá na úpravu trubek a plechů. Postup je především používán pro výrobu trubek s proměnným průřezovým tvarem. Aplikuje se vnitřní hydraulický tlak pro rozšiřování trubky a úplného zaplnění zápustky. Zpracovaná součást má tvar konečného výrobku. Trubka musí být nakloněna do přibližné osy konečného tváření a následně umístěna do dutiny zápustky. Proto se před samotným tvářením trubka nejprve předohýbá nebo předlisuje. Během ohybu trubka podstupuje značné deformace zahrnující zužování. Po ohybu je trubka vložena do zápustky a následně je uzavřena. Hydraulická kapalina plní trubku z obou konců. Přiváděná kapalina je pod velkým tlakem a ten tvaruje trubku podle tvaru zápustky. Metody, které se nejčastěji používají pro ohyb trubek je tlakový ohyb, tříválcový ohyb a rotační tahový ohyb. Rotační tahový ohyb je nejpoužívanější metodou, kdy je trubka do ohybové zápustky přichycena svorkami. Otáčením zápustky je vyvolán tlak, který přechází do trubky. V tomto procesu lze použít jádro, kterým lze předejít zborcení stěn a zabránit zvrásnění ohýbané oblasti. Hydromechanické tváření vyžaduje přesnou kontrolu tvarovacích podmínek: uzavření zápustky, vnitřní tlak a utěsnění zápustky v osové rovině. Mohlo by dojít ke vzniku trhliny pokud by tlak působil příliš rychle a materiál by dostatečně nevyplnil zápustku. Úspěšné tváření trubek závisí na přiměřené kombinaci vnitřního tlaku a osového plnění konců trubky. Hydromechanické tváření plechů je proces výroby dutých tvarů z rovného plechu. Základní princip je zavedení kapalného media mezi dva plechy, které jsou v zápustce a ta udává 12

13 konečný tvar součástky. Kapalné medium vytváří vysoký vnitřní tlak, kterým rozpíná materiál a ten se tvaruje podle dutiny zápustky. Plechy musí být uzavřeny přírubami k udržení vnitřního tlaku. 2. Průmyslové využití hydromechanického tváření 2.1 Spojovací tyč Spojovací tyč se nachází v přední části vozidla a slouží k ovládání kol.tvar tyče je zobrazen na obr. 1. Je zde vyneseno několik příčných řezů po délce tyče. Jedná se o tyč s počátečním vnějším průměrem 48 mm a tloušťkou stěny výchozí trubky 2 mm. Obr.1 Tvar a jednotlivé části spojovací tyče Simulace před-ohybu trubky je provedena v zápustce pomocí rotačně tahového ohýbacího stroje. Trubka je podrobena šesti ohybům s ohýbacím poloměrem 76 mm. Rozměry vytvořených úhlů jsou 35, 58 a 52. Materiál trubky je ocel, vlastnosti získané ze zkoušky tahem jsou: G = 206 GPa, R e = 215 MPa. Na obr. 2a jsou uvedeny tloušťky trubky ve všech šesti ohnutých částech. Při ohýbání úhlu 58 je minimální tloušťka natažené oblasti 1,7 mm a ve stlačené části 2,4 mm. Hodnoty plastického napětí po délce trubky jsou uvedeny na obr. 2b. Obr. 2 Průběh ohýbání trubky: a) simulace změny tloušťky trubky, b) plastické napětí vytvořené v trubce 13

14 3. Aplikace hydromechanického tváření v automobilovém průmyslu Je založen na tvarované zápustce podle požadovaného finálního tvaru. Na obr. 3a je znázorněna před-ohnutá trubka. Podle 2D simulace stanovíme vhodný vnitřní tlak a průtokovou rychlost v uzavřené zápustce. Během uzavírání zápustky je vyvinut vnitřní tlak, aby se zamezilo zborcení stěn trubky. Finální výrobek po hydromechanickém tváření je uveden na obr. 3b. Obr. 3 Model pro hydraulické tváření trubky (a) a finální tvar spojovací tyče (b) Spojovací tyč po hydraulickém tváření je uvedena na obr. 4. Tloušťka stěny trubky konečného výrobku je na obr. 5. Ohyb byl vytvořen s maximálním vnitřním tlakem 60 MPa. Minimální tloušťka stěny trubky v protažené části po hydromechanickém tváření je 1,45 mm a maximální je ve stlačené části 3,4 mm. Obr.4 Spojovací tyč po hydraulickém tváření Obr. 5 Simulace tloušťky stěny trubky 3.1 Výroba podpěr pro uložení motoru auta Podpěry jsou používány mezi motorem a karoserií a slouží k tlumení vibrací motoru. Pro výrobu podpěr zobrazených na obr. 6 byla opět použita technologie hydromechanického tváření. 14

15 Obr. 6 Podpěry pro uložení motoru: a) jednotlivé součásti podpěr, b) finální výrobek 3.2. Postup hydromechanického tváření trubky Podpěra pro uložení motoru je vyrobena s trubky o vnějším průměru 41 mm a tloušťce stěny 2,6 mm. Byla provedena simulace před-ohybu trubky na rotační tahové ohýbačce. Poloměr ohybu je 50 mm a úhel ohýbání je 90. Před-ohyb byl proveden s jádrem a bez jádra obr. 7. V případě před-ohybu bez jádra je min. tloušťka v tažené oblasti 2,21 mm a max. tloušťka ve stlačené oblasti 3,22 mm. V případě před-ohybu s jádrem je dosaženo min. tloušťky 1,79 mm a max. tloušťky 3,31 mm. Při ohybu trubky došlo k značné deformaci v místě ohybu bez použití jádra (obr. 7a). Tvar ohybu s použitím jádra je uveden na obr. 9b. Obr. 7 Změna tloušťky stěny trubky vyrobené před-ohybem: a) bez jádra, b) s jádrem Model hydromechanického tváření je demonstrován na obr. 8, který je složen z horní a dolní zápustky a ohnuté trubky. Během uzavírání zápustky není aplikován vnitřní tlak na trubku. Po uzavření zápustky je vnitřní tlak rychle navýšen do 240 MPa. Tloušťka stěny trubky vytvořené u konečného výrobku obr. 9, který byl vytvořen z předběžně ohnuté trubky s jádrem. Minimální tloušťka v tažené části je 1,3 mm a ve stlačené je 3,12 mm. 15

16 T Obr. 8 Model hydraulického tváření trubky Obr. 9 Tloušťka stěny vytvořená hydromechanickým tvářením trubky 3.3. Hydromechanické tváření plechu Hydromechanické tváření plechu bylo aplikováno pro výrobu podpěr motoru. Jedná se o výstřižek o tloušťce 2,6 mm a znázornění technologického postupu je na obr. 10. Simulační model je na obr. 11, jehož součástí je horní a dolní zápustka a svařené výstřižky. Tvarování plechu v jednotlivých pásmech hydraulického tváření je znázorněno na obr. 12. Simulace probíhala při vnitřním tlaku 85 MPa, rychlost toku kapaliny do svařeného plechu je 0,1 m 3 /s a koeficient tření je 0,05. Na obr. 13 lze porovnat tvar výrobku po deformaci u experimentálních a simulačních pokusů. Tloušťka vytvořená hydraulickým tvářením (obr. 16) je minimálně 2,09 a maximální je 2,88 mm. V pozicích / a /, / b /, / c / je tloušťka nejmenší a tyto místa jsou náchylnější na vznik trhlin, proto je důležité věnovat těmto oblastem zvýšenou pozornost. Horní zápustka Svařené výstřižky Hydraulické tváření Finální tvar Obr. 10 Technologický postup výroby motorové podpěry 16

17 Horní zápustka Svařené výstřižky Spodní zápustka Obr. 11 Simulační model pro hydromechanického tváření Obr. 12 Analýza tvarů při hydromechanického. tváření plechu Obr. 13 Porovnání mezi simulačními a experimentálními součástmi: (a,c) experiment, (b,d) simulace Tloušťka [mm] Obr.14 Tloušťka podpěry po hydromechanické tváření 4. Závěr Experimentální a simulační výsledky hydromechanického tváření pro automobilový průmysl byly provedeny na spojovací tyči a podpěr pro uložení motoru do auta. Zjištěné výsledky jsou velmi důležité při předvídaní a úpravě vzniku trhlin. 17

18 Spojovací tyč byla vyrobena z trubky hydromechanickým tvářecím procesem. Za účelem zjištění efektivních tvářecích parametrů. Počítačové simulace byly provedeny pro před-ohyb a a následující hydromechanické tváření. Uložení motoru pomocí podpěr je možné vyrábět hydromechanickým tvářením trubek i plechů. Ve srovnání s lisovanými částmi je výrobní cena nižší o 30% a počet technologických postupů byl snížen z 11 na 4. Pro úspěšné hydromechanické tváření je nutné dodržovat správnou kombinaci vnitřního přetlaku a axiálního spojení. Hydromechanické tváření vedlo ke zvýšení pevnosti, snížení hmotnosti, zlepšením kvality a snížení výrobních kroků. Cíl přednášky a shrnutí pojmů Cílem přednášky je seznámit posluchače s novými technologiemi tváření, které se přednostně začínají používat především při výrobě automobilových dílů. Uvedený přehled poskytuje i další informace např. údaje o snížení počtu operací při využití hydromechanického tváření v porovnánís konvenčními technologiemi zpracování plechů, popř. trubek Otázky k probranému učivu 1. Jak můžete charakterizovat základní postupy hydromechanického tváření? 2. Jaké jsou hmotností a rozměrové možnosti výroby tvářených výrobků uvedenou technologií? 3. Uveďte důvody zvýšení pevnosti vyráběných dílů hydromechanickým tvářením. Úlohy k řešení 1. Analyzujte změnu tloušťky stěny trubky v její jednotlivých částech, obr. 11. Literatura k dalšímu studiu 1. GEIGER, M., HEIN, P. New ideas on hydroforming (in German). Blech Rohre Profile, 1992,Vol. 43, No. 1-2, pp SCHMOECKEL, D., DICK, P. High pressure forming of sheet metal plates in producing hollow-formed parts. Prod. Eng, 1997, Vol. 4, No. 1, pp HEIN, P., VOLLERTSEN, F. Hydroforming of sheet metal pairs. Journal of Materials Processing Technology, 1999, Vol. 87, Issues 1-3, pp

19 3. Využití extrémní plastické deformace Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly budete umět: definovat základní metody přípravy ultrajemnozrnných a nanostrukturních materiálů, popsat přípravu nanostrukturních a ultrajemnozrnných materiálů procesy SPD, vybrat vhodnou cestu přípravy ultrajemnozrnné struktury při aplikaci ETAP, Výklad 1. ÚVOD Pro dosažení ultrajemnozrnné nebo nanokrystalické struktury je zapotřebí skutečné deformace cca 6 až 8 a tváření musí být prováděno při nízkých homologických teplotách. Výhodou použití extrémní plastické deformace (SPD) pro výrobu ultrajemnozrnných kovových materiálů je např. v porovnání s využitím pro výrobu nanostrukturních kovových nanomateriálů technologii založenou na kompaktováním prášků, možnost získání téměř homogenního materiálu bez pórů. V současné době se laboratorně využívá celá řada technologií využívající extrémní plastickou deformaci pro vytváření struktur o velikosti zrn v rozmezí 10 až 1000 nm. Na obr. 1 jsou znázorněny některé metody založené na využití extrémní deformace pro přípravu nanostrukturních a ultrajemnozrnných materiálů. Obr. 1 Základní technologie SPD: a) ECAP, b) conshearing proces, c) C2S2, d) Conform 2. Technologie SPD 2.1 Batch processing K těmto technologiím patří: ECAP, HPT, MCF, RCS a TE ECAP Equal Channel Angular Pressing ECAP umožňuje deformaci kovového vzorku smykem beze změny je rozměrů. Matrice sestává ze dvou kanálů stejného průřezu, které se protínají pod určitým úhle. Při protlačování vzorku matricí dochází v tomto místě k jeho smykové deformaci. Proces může být pro dosažení intenzivní plastické deformace a jemnějšího zrna opakován. Skutečná deformace v jednou průchodu je závislá na úhlu, 19

20 který svírají osy obou kanálů a v menší míře na zaoblení vnějšího úhlu. Typické schéma technologie ECAP je uvedeno na obr. 2. Obr. 2 Schéma technologie Equal Channel Angular Pressing (ECAP) Mezi jednotlivými průchody se může se vzorkem otáčet podél jeho podélné osy a vytvářet tak různé technologické cesty ECAP. Technologická cesta významně ovlivňuje způsob zjemňování zrn a jejich tvar. Předmětem výzkumu je nalezení nejúčinnější technologické cesty pro zjemnění zrn jednotlivých materiálů. Systematicky se studují čtyři technologické cesty vývoje mikrostruktury tvářeného materiálu, obr. 3. Obr. 3 Technologické cesty vývoje mikrostruktury na bázi technologie ECAP Cesta A vzorkem se neotáčí, cesta B C vzorkem se otáčí o 90 o ve směru hodinových ručiček, cesta B A vzorkem se otáčí střídavě o 90 o ve směru a proti směru hodinových ručiček, cesta C vzorkem se otáčí o 180 o Dominantním faktorem, který významně ovlivňuje vývoj mikrostruktury, je úhel, který svírají osy kanálů. Tento úhel určuje velikost smykové deformace při jednotlivých průchodech.velikost smykové deformace lze vyjádřit vztahem: = 2 cotg( /2) (1) Menší úhel má za následek vyšší smykovou deformaci při každém průchodů matricí. Vliv velikosti úhlu v rozmezí od 90 o do 157,5 o studovali na hliníku např. Nakashima, et al. za použití technologické cesty B C. Zjistili, že zjemnění zrn je nejúčinnější, při stejném objemu deformace, při úhlu 90 o. Tento výsledek připsali úhlu 60 o, který v daném případě svírají dvě smykové roviny v deformovaném polotovaru. Pro obtížněji tvařitelné materiály se zpravidla používá úhel 105 o a vyšší teplota protlačování. Velikost skutečné akumulované smykové deformace lze vypočítat ze vztahu: 20

21 = 2N/ 3 cotg( /2), (2) kde N je počet cyklů (průchodů matricí). Rozvoj mikrostruktury při metodě ECAP byl studován ve velké míře jen na materiálech s plošně centrovanou kubickou mřížkou (Al, Cu) a s hexagonální těsně uspořádanou mřížkou (Ti, Be, Zn). Mřížka těchto kovů obsahuje málo skluzových systémů a deformace je ovlivňována velikostí energie vrstevných chyb. Kovy se střední až velkou hodnotou energie vrstevných chyb (Al, Cu) se deformují především skluzovými mechanismy, zatímco kovy s nízkými hodnotami energie vrstevných chyb (Ag) se deformují převážně dvojčatěním. Kovy s prostorově centrovanou kubickou mřížkou (Ni, Fe ) mají mnoho skluzových systémů {110}<111>, {112}<111> a {123}<111>, a proto se deformují skluzovými mechanismy. Výzkum metody ECAP při tváření kovů s prostorově centrovanou kubickou mřížkou je prozatím omezeného rozsahu, především pro obtížnou tvařitelnost těchto kovů při nízkých a středních teplotách. Metoda ECAP je stále ve vývoji. Zlepšené podmínky tření mezi deformovaným polotovarem a vnitřním povrchem zápustky vedly k získání ultrajemnozrnné struktury v těžkotvařitelných kovech jako např. W a Ti. Z Ti se vyrobily tyče o průměru 60 mm a délce 300 mm. Vyzkoušel se zpětný tlak na tvářený polotovar, což významně zvýšilo tvařitelnost zpracovávaných materiálů. Vyvinula se rotační zápustka, při jejímž použití není nutné vyjímat a opět zasouvat polotovar do kanálu matrice mezi průchody a objevily se i modifikace ECAP pro plynulou výrobu HPT High Pressure Torsion Metoda HPT patří k velmi oblíbeným způsobům zpracování kovů extrémní plastickou deformací. Působení aplikovaného vysokého tlaku (několik GPa) na vzorek může být neomezené (levá část obr. 4) nebo omezené zápustkou (pravá část obr. 4). a) b) Obr. 4 Schéma technologie High Pressure Torsion (HPT) b) otevřený nástroj, b) uzavřený nástroj Touto metodou lze získat zrna o velikosti až 10 nm nebo i menší. Při deformaci se vytvářejí vysokoúhlé hranice zrn. Vzorky jsou diskového tvaru, obvykle o průměru 10 až 20 mm a tloušťce od 0,5 do 2,5 mm. Umísťují se mezi dva nástroje, z nichž jeden se otáčí a druhý je pevný. Tření za rotace 21

22 mezi nástrojem a povrchem vzorku umožňuje postupně zvyšovat smykovou deformaci. Přiložené tlakové napětí v průběhu smykové deformace omezuje možnost porušení vzorku, nehledě na velmi velké deformace. Výrazné zjemnění struktury bylo pozorováno již po půl otáčce nebo celé otáčce nástroje. Pro dosažení homogenní struktury je zapotřebí více otáček. Velikost skutečné smykové deformace se dá vypočítat ze vztahu = 2. N. r/d (3) kde N je počet otáček, r je poloměr vzorku a d je jeho tloušťka. Metoda HPT byla úspěšně použita pro zjemnění mikrostruktury mnoha kovů a slitin. Pro malé rozměry vzorků je použití této účinné metody vytváření velké plastické deformace omezeno pouze na laboratorní výzkum TE - Twist Extrusion Princip zkrutového protlačování spočívá ve vytvoření intenzivní smykové deformace protlačováním polotovarů (tyčí) pravoúhlého průřezu matricí se zkrouceným kanálem. Tvar a průřez kanálu se podél osy protlačování nemění, zatím co kanál je podle této osy zkroucen (obr. 5a). Rovněž tvar a průřez výtlačku se nemění, což dovoluje opakované protlačování a tudíž kumulaci plastické deformace. Schéma technologie a snímek protlačku jsou uvedeny na obr. 5. Obr. 5 Metoda Twist Extrusion Existuje několik možností aplikace tlaku na protlačovaný polotovar. Jeden z příkladů je znázorněn na obr. 5b. Polotovar je protlačován matricí pomocí průtlačníku. Bylo prokázáno, že zkrutové protlačování může být použito pro zpracování kovových materiálů (Ti). Tato technologie je na počátku svého vývoje. 3 Plynulé procesy K těmto technologiím lze počítat zejména: ARB, Conshearing, C2S2, ECAP-Conform. 3.1 ARB Accumulative Roll Bonding Schéma technologie je na obr. 6. Podstata metody spočívá v tom, že dva pásy o stejné tloušťce se společně válcují. V jednom průchodu se tloušťka dvou plechů redukuje na tloušťku jednoho původního pásu. Pás se rozdělí a operace se mnohokrát opakuje. Proces je spojen se zjemněním mikrostruktury. Např. v IF oceli s obsahem uhlíku 0,003 %, bylo původní zrno zmenšeno z 27 m na 420 nm po pěti cyklech při teplotě válcování 600 o C. Velikost zrna 37 m v hliníkovém pásu (jakost 1100) se zmenšila na 670 nm po 7 cyklech při teplotě 200 o C. I když pevnost plechů významně vzrostla, autoři 22

23 poukázali na plastickou nestabilitu při poklesu střední velikosti zrna pod 1 m. Příčiny tohoto jevu nejsou známy. Obr. 6 Schéma procesu Accumulative Roll Bonding (ARB) 3.2 Conshearing Process Schéma této technologie je na obr. 7. Je to v podstatě metoda ECAP upravená pro plynulé tváření. Metoda je určena především pro tváření tenkých pásů. Plynulé protlačování nastane, když třecí síla působící v mezerách čtyř válečků je větší než síla protlačování. Pro vyvolání tohoto jevu je povrch centrálního válce zdrsněn. Při tváření různých materiálů nebo vzorků různé tloušťky je důležité nalezení optimálního úhlu. Např. pro 2 mm tlustý vzorek Al slitiny je optimální úhel cca 65 o a pro stejně tlustý vzorek z oceli 55 o. Obr. 7 Schéma technologie Conshearing 3.3 C2S2 - Continuous Confined Strip Shearing Schéma technologie je znázorněno na obr. 8. Metoda je v principu podobná předcházející. Je vhodná pro tváření pásů velké délky a šířky. Obr. 8 Continuous Confined Strip Shearing (C2S2) 23

24 3.4 ECAP - Conform Schéma této technologie je znázorněno na obr. 9. Způsob je určen pro plynulé tváření ultrajemnozrnných materiálů ve tvaru tyčí. Technologie byla přihlášena k patentování v USA. k dispozici. Obr. 9 Metoda ECAP Conform 3.5 Continuous RCS (Repetitive Corrugation and Straightening) Schéma této technologie je znázorněno na obr. 10. Principem metody je opakované válcování a rovnání vývalku v systému válců majících průřez podobný jako ozubené kolo. Tato technologie, vhodná pro tváření plechů, je patentována v USA a je v současné době vyvíjena pro průmyslové využití. Spočívá v kombinaci smykového a ohybového namáhání, které vzniká tlakem na speciálně upraveném povrchu válců. Předností této metody je její snadná aplikace na existujících válcovacích tratích. Její omezení spočívá v nehomogenitě struktury podél vývalku, která však může být eliminována větším počtem průchodů. Obr. 12 Metoda Continuous RCS 4. Porovnání jednotlivých technologií extrémní plastické deformace Extrémní plastické deformace může být dosaženo řadou metod, které mohou být rozděleny podle provedení způsobů deformace: o Plynulá deformace bez změny deformační cesty (stlačování, protlačování, HPT). o Akumulovaná deformace bez změny deformační cesty (válcování, tažení, ECAP cesta A). o Akumulovaná deformace se změnami deformační cesty (CEC-cyklické protlačování a stlačování, ECAP cesta C). o Akumulovaná deformace s proměnnou deformační cestou (kování v zápustce, ECAP jiné cesty než A a C, ARB). Všechny technologie mají společné to, že materiál je tvářen při vysokém hydrostatickém tlaku. ECAP zůstává nejpoužívanější technologií používanou k vytváření ultrajemnozrnné struktury. Má značný potenciál ke komercializaci s ohledem na očekávané zvětšování tvářených polotovarů. Stále probíhá výzkum optimalizace tvaru kanálů v matrici a optimálních režimů a deformačních cest pro tváření specifických materiálů. Vhodnou technologií pro tváření pásů je ARB (Accumulative Roll Bonding) což je polokontinuální proces. Praktická aplikace ARB v komerční výrobě je velmi pravděpodobná. Základní předností 24

25 metody je, že může být využita na konvenčních válcovacích tratích. Prozatímním nedostatkem je nestejnorodost struktury po průřezu vývalku a výskyt trhlin na okrajích při tváření velkými deformacemi. Rovněž je třeba najít cesty ke zvýšení tažnosti tvářených materiálů. Mikrostruktura vytvářená při ARB se liší od struktury, která je vytvářena při metodě ECAP, protože zrna jsou protažena ve směru válcování. Při aplikaci ARB vzniká směs nízko a velkoúhlých hranic zrn. Všechny výše popsané metody potřebují další vývoj v deformačních cestách a reprodukovatelnosti vlastností tvářených materiálů. Rovněž je zapotřebí, aby metody umožňovaly další zjemňování zrna. V současné době lze zrna s velikostí pod 100 nm dosáhnout pouze metodou HPT, která není pro komercializaci vhodná. V případě ECAP je prozatím dosahováno střední velikosti zrna v rozmezí 300 až 400 nm a výše. Zjemnění zrna je u ECAP v principu možné zvětšením celkové akumulované deformace. Technicky je to proveditelné, je-li tváření prováděno větším tlakem. Hlavní technické problémy vývoje zařízení pro vytváření extrémní plastické deformace jsou podobné těm, se kterými se setkáváme při vývoji tradičních tvářecích technologií. Prvním z nich je zachování integrity tvářeného materiálu. Materiály s vysokou tvařitelností mohou být relativně bez lomu snadno zpracovány i teplotě při 20 o C. Křehčí materiály vyžadují vyšší teplotu při tváření. Ta je omezena procesy uzdravování a rekrystalizace struktury, které mohou brzdit vývoj jemnozrnné struktury. Určitým řešením je použití velkého deformačního tlaku, jak je tomu u metod HPT nebo ECAP s protitlakem. Vyšší tlak však vyvolává nutnost řešení dalšího problému životnosti tvářecích nástrojů. Byly vyvinuty předpjaté matrice a používán materiál nástrojů s vysokou pevností. Maximální pevnost v tlaku spékaných karbidů je cca 3,5 GPa, což může být dostatečné např. pro současnou verzi metody HPT. Vysoká napětí v nástrojích spolu s vysokou pracovní teplotou vytvářejí obtížné podmínky pro řešení. S vysokým tlakem na tvářecí nástroje souvisí i tření. To se zvyšuje s tvářecí silou, brzdí plnění matrice materiálem, způsobuje otěr vnitřního povrchu nástroje a v nejhorším případě způsobuje zablokování materiálu. Řešením je dobré mazání. To závisí na použitém materiálu, parametrech technologie (zejména na teplotě), způsobu aplikace mazadla atd. Spolu s dobrým mazáním může situaci napomoci povrchová úprava nářadí tvrdým povlakem s nízkým koeficientem tření. Laboratorní zařízení pro vytváření velkých plastických deformací nejsou dnes žádným problémem. V mnoha případech dostačuje použití standardních trhacích strojů. Vývoj zařízení pro průmyslové využití mění situaci dramaticky. V principu lze zvolit dvě možnosti: využití stávajících lisů nebo válcovacích stolic a vývoj zcela nových tvářecích zařízení. Levnější, ale omezenější z hlediska výsledků je prvý přístup. Je třeba si uvědomit, že provozní zařízení pro vytváření velké plastické deformace je systém zahrnující přípravu polotovarů, dopravu a manipulaci, mazání, vlastní tvářecí zařízení a další potřebná zařízení pro navazující operace (tepelné zpracování, dotváření výrobku atd.). Technologie musí být rovněž monitorována a řízena. Prozatím žádné zařízení pro vytváření velké plastické deformace není provozováno v běžných podmínkách. Některé metody k nim mají již relativně blízko, především pro tváření hliníkových slitin. 5. Závěr Paralelně s vývojem zařízení pro aplikaci extrémní plastické deformace je třeba provádět výzkum optimální technologie tváření např. metodou ECAP pro vybrané materiály s cílem dosažení vyhovujících mechanických vlastností. o Pro přípravu kovových materiálů větších rozměrů se prozatím nejvíce používají metody ECAP (za studena, polotepla i za tepla) a ARB (polokontinuální proces). o Předmětem výzkumu je především studium rozvoje mikrostruktury v materiálech ocelích různého typu. o Po deformaci ECAP se v kovových materiálech dosahuje několikanásobné zvýšení pevnosti. Vyhovující hodnoty tažnosti jsou prozatím výjimkou. 25

26 o Výsledky technologie ECAP jsou závislé na řadě faktorů (výchozí struktura, teplota tváření, deformační cesta, rychlost deformace, mazání, provedení matrice atd.). Shrnutí kapitoly a základní pojmy pro označení jednotlivých SPD technologií pro přípravu ultrajemnozrnných materiálů větších rozměrů se nejvíce používá metoda ECAP, pro přípravu nanostrukturních materiálů metoda HPT, SPD metody se převážně používají na zařízeních laboratorního charakteru, hlavním mechanismem zjemnění zrna je smyková deformace, po SPD deformaci se dosahují několikanásobně zvýšené pevnostní hodnoty, výsledky SPD metody jsou závislé na výchozí struktuře, teplotě deformace, deformační cestě, rychlosti deformace, mazání, provedení nástrojů. Základní pojmy: ECAP, HPT, MCF, RCS, TE. ARB Accumulative Roll Bonding Conshearing Process C2S2 - Continuous Confined Strip Shearing ECAP Conform Continuous RCS (Repetitive Corrugation and Straightening) extrémní plastické deformace Literatura k dalšímu studiu 1. RJABUCHIN V.B. Fyz. Metallov i Metallovedenije, 1995, 43, s NAKASHIMA, K. et al. Acta Mater., 1998, 46, s LOWE, T.C., VALIEV, R.Z. JOM, 2004, 56, Oct. 2004, s BELGEYZIMER, V. et al. Ultrafine Grained Materials II. Ed. by Zhu, Y.T. et al.,tms, PA, WARRENDALE, PA,

27 4. Vlastnosti a strukturní stabilita jemnozrnných a nanostrukturních materiálů Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly budete umět: definovat ultrajemnozrnné a nanostrukturní materiály, popsat závislost mechanických vlastností nanostrukturních materiálů na velikosti zrna, vypočítat pevnostní vlastnosti nanostrukturních materiálů pomocí Hall-Petchova vztahu. Výklad 1. Mechanické vlastnosti jemnozrnných materiálů Znalost, že pevnost či tvrdost materiálu roste s klesající velikostí zrn v jeho struktuře, byla známa od začátku padesátých let minulého století, když Petch a Hall nezávisle na sobě zformulovali známý Hall-Petchův vztah σ y = σ o + k d -1/2 (1) kde σ y je mez kluzu, σ o je napětí potřebné pro překonání Peierls-Nabarrova třecího napětí, odporu rozpuštěných cizích atomů, odporu precipitátů z tuhého roztoku a defektů mřížky, k je konstanta a je měřítkem střihového napětí potřebného pro uvolnění nahromaděných dislokací a d je rozměr zrna. Z rovnice (1) vyplývá, že mez kluzu materiálu roste se zmenšujícím se rozměrem zrn. To platí i pro tvrdost polykrystalického materiálu. Tento jev se stal hnací silou výzkumu a vývoje konstrukčních materiálů s vysokou pevností, zejména u ocelí. Později se ukázalo, že zjemnění může vést i k zvýšené tažnosti kovových materiálů. Problémem zkoumání zejména pevnostních vlastností byla příprava dostatečně velkých vzorků s malými rozměry strukturních složek. Pozornost k této otázce obrátil začátkem osmdesátých let minulého století zejména H. Gleiter a kol., kteří se začali zabývat přípravou a vlastnostmi materiálů s ultrajemnou strukturou, které nazvali nanokrystalické materiály. Nasnadě byla úvaha, že za předpokladu stejného mechanismu zpevnění, zmenšení zrn až na úroveň nanometrů může znamenat velké zvýšení pevnosti materiálu. Lze vypočítat, že pro velikosti zrn 10 až 20 nm se hodnota meze kluzu blíží teoretické pevnosti materiálu. V průběhu času se prokázala platnost vztahu (1), s výjimkou jeho platnosti pro velká zrna a velmi jemná zrna (asi pod 10 nm). Postupně došlo k revizi prvních výsledků zkoumání na ultrajemnozrnných materiálech, protože se ukázalo, že výsledky nebyly příliš spolehlivé, neboť byly zatíženy chybami při přípravě. Materiály byly připravovány z nanočástic (nanokrystalů) v té době nedokonalými způsoby kompaktování (spékáním apod.), což vedlo v raných stádiích výzkumu k tomu, že struktura obsahovala mnoho pórů a jiné defekty (např. trhliny), které zkreslovaly výsledky. Nanokrystalické materiály obsahují velkou hustotu hranic zrn a jiných rozhraní, což vedlo k představě o možnosti rozšíření platnosti působení vysokoteplotních deformačních mechanismů respektujících úlohu hranic zrn do oblasti nižších teplot. Např. byla představa, že nanokrystalický materiál se bude 27

28 schopen deformovat procesy, které kontroluje difuze po hranicích zrn, při významně nižších homologických teplotách. To naznačovalo možnost výroby plastické keramiky, působení difuzního creepu čisté mědi při pokojové teplotě, možnost superplastického chování kovů a keramiky za nízkých teplot apod. V další části jsou diskutovány nejdůležitější mechanické vlastnosti materiálů s ultrajemnozrnnou a nanokrystalickou strukturou a mechanismy procesů, které je determinují. 1.1 Modul pružnosti v tahu I když dřívější práce poukazovaly na nízké hodnoty modulu pružnosti nanokrystalických materiálů ve srovnání s materiály hrubozrnnými, dnes se soudí, že modul pružnosti v tahu E je pro polykrystalické i nanokrystalické materiály stejný. 1.2 Mez kluzu, tvrdost, pevnost Základem každého deformačního chování je kinetika generace defektů (mřížkových, na mezifázích), jejich pohyb a anihilace. Zvláště důležité jsou mikromechanismy respektující mřížkové dislokace, dislokace na hranicích zrn a vakance. Tyto defekty mohou přispívat k celkové plasticitě nezávisle či kombinovaně, ale dominantní mechanismus může být identifikován vyhodnocením rychlosti deformace, velikosti zrna a teplotní závislosti. Pozornost zaujaly především tři představy o mechanickém chování nanokrystalických materiálů: Podle Hall-Petchova vztahu, ve kterém závislost deformačního napětí na velikosti zrna při nízkých teplotách vyplývá ze způsobu blokování pohybu dislokací na hranicích zrn. Podle mechanismu difuzního creepu, který zahrnuje pohyb vakancí při gradientu přiloženého napětí. Podle mechanismu pokluzů na hranicích zrn, který zahrnuje pohyb všech tří výše uvedených defektů v závislosti na specifických mikromechanismech. 1.3 Hall-Petchův vztah Ve výše uvedeném Hall-Petchově vztahu (1) se σ o mění s chemickým složením materiálu, strukturou i technologickým zpracováním. Konstanta k je teplotně nezávislá, kdežto σ o s klesající teplotou výrazně roste. Pro vysvětlení Hall-Petchova vztahu byla předložen řada mechanismů, z nichž tři jsou schematicky znázorněny na obr. 1: Nahromadění dislokací před hranicí zrna (dislocation pile-up), které při určitém napětí aktivují Frank-Readův zdroj v sousedním zrnu a deformace se šíří zrnem a posléze celým materiálem. Generace dislokací na výběžcích hranic zrn, vznikajících při deformaci. Generace dislokací na hranicích zrn, vytvářejících na nich vytvrzující vrstvu. V tomto případě obsahuje rovnice (1) ještě výraz d -1, který je významný při malých velikostech zrna a zmenšuje hodnotu konstanty k. Další mechanismy předložili Conrad, Ashby a další, všechny založené na aktivitě dislokací v zrnech či v blízkosti jejich hranic. Obr. 1 Základní modely navržené pro vysvětlení Hall-Petchova vztahu 28

29 Bylo zjištěno, že Hall-Petchův vztah (1) platí pro různé materiály přibližně do rozměru zrna 10 nm, pak se pevnost přestane zvyšovat nebo i klesá. Schematicky je to vyjádřeno na obr. 2. Oblast pod kritickou velikostí zrna (10 nm) se někdy nazývá inverzní Hall-Petchův vztah a přestává zde působení dislokačních mechanismů. Pro vysvětlení tohoto jevu bylo předloženo několik teorií. Obr. 2 Závislost pevnostních vlastností na velikosti zrna 1.4 Difuzní creep Více než před 40 lety Coble navrhl modifikaci známého Nabarro-Herringova mechanismu difuzního creepu, když do jejich vztahu zahrnul rychlejší difuzi po hranicích zrn při středních teplotách, pro popis procesu navrhl vztah: έ = 47,7 (Ω δ D g σ/k T d 3 ) (2) kde έ je rychlost deformace, Ω je atomový objem, δ je tloušťka hranic zrn, D g je difuzivita hranic zrn, σ je napětí, k je Boltzmannova konstanta, T je absolutní teplota a d je velikost zrna. Hodnota tloušťky hranice zrna bývá obvykle 1 nm. Podle vztahu (2), zmenší-li se velikost zrn z 10 μm na 10 nm (tj. o tři řády), vzroste rychlost deformace při creepu o devět řádů. Současně je zřejmé, že difuzivita hranic zrn je u nanokrystalických materiálů vyšší než v materiálech s většími zrny. Kombinace těchto jevů vedla k očekávání možnosti plasticky deformovat keramické materiály a intermetalické sloučeniny při pokojové teplotě. Teorii působení Cobleho creepu v oblasti pod d c podpořil např. Masumura et al. V jeho modelu by měla být závislost H-P vztahu citlivá na teplotu, což bylo experimentálně potvrzeno Pokluzy po hranicích zrn Konstitutivní vztah pro pokluzy po hranicích zrn můžeme lze popsat jako: έ = (D g G b/k T) (b/d) 3 (σ/g) 2 (3) kde G je modul pružnosti ve smyku, b je Burgersův vektor, ostatní symboly mají stejný význam jako u vztahu (2). Je zřejmé, že pokluzy po hranicích zrn jsou dominantním deformačním mechanismem strukturní superplasticity jemnozrnných materiálů. Předpokladem platnosti vztahu (3) pro nanokrystalické materiály je působení mikromechanismu pokluzů po hranicích zrn v této rozměrové oblasti. Platnost vztahů (2) a (3) byla experimentálně prověřována. Na obr. 3 jsou znázorněny závislosti deformačního napětí a rychlosti deformace podle vztahu (2) čárkovaná čára a vztahu (3) tečkovaná čára pro teplotu 673 K. Oba vztahy jsou porovnány s výsledky zkoušek čistého železa o rozměru zrn 100 nm, zpracovaného extrémní plastickou deformací, tj. bez pórů a trhlin, které nalézáme ve vzorcích vyrobených práškovou metalurgií. Při analýze pozorujeme značný nesouhlas mezi experimentálními 29

30 výsledky a teoretickými předpoklady. Naměřené hodnoty deformačního napětí jsou mnohem vyšší. Podobný výsledek byl zjištěn i dalšími autory. Je zřejmé, že zejména model difuzního creepu bude nutné upřesnit. Obr. 3 Porovnání experimentálně zjištěných hodnot deformačního napětí s teoretickou předpovědí podle vztahů (2) a (3) pro nanokrystalické železo o rozměru zrn 100 nm 1.6 Mez kluzu při velmi malých zrnech Omezená platnost Hall-Petchova vztahu (1) pro výpočet meze kluzu nanokrystalických materiálů, obr. 2, při hodnotách velikosti zrna pod cca 30 nm a zřejmá nepoužitelnost vztahů (2) a (3), vedly ke snaze o vysvětlení tohoto jevu. Tento tzv. inverzní Hall-Petchův vztah byl pozorován v řadě materiálů a předpokládá se závislost: σ y - k.1/ d). (4) V praxi se rovněž používají i následující modely pro vysvětlení výše uvedeného jevu: Vliv objemu zaujímaného trojnými body Jak se rozměr zrna zmenšuje k nanometrům, začíná být významný objemový podíl oblasti trojných bodů, kterému se přičítá vliv na změkčování materiálu. Teoretický výpočet experimentální ověření bylo provedeno na vzorcích nanokrystalického Ni získaného elektrodepozicí. Kompozitní model Kompozitní model počítá s vlivem jak krystalické matrice, tak interkrystalických vrstev. Byla formulována závislost meze kluzu na velikosti zrna nanokrystalických materiálů jako součet příspěvku matrice a interkrystalického příspěvku. Oba příspěvky jsou lineárně spojeny s odpovídajícími moduly ve střihu a jsou funkcí velikosti zrna. Zdá se, že tento model není dostatečně teoreticky podložen. 3. Plastické vlastnosti ultrajemnozrnných a nanostrukturních materiálů 3.1 Tažnost, plasticita Plastická deformace při konvenčních metodách tváření jako jsou válcování, tažení či protlačování může významně zvýšit pevnost kovů. Nicméně, toto zvýšení je obvykle doprovázeno ztrátou tažnosti. Tento jev je znázorněn na obr. 4 v závislosti meze kluzu na prodloužení při lomu pro řadu hrubozrnných čistých kovů. Na obrázku jsou rovněž dvě křivky získané tvářením za studena vzorků z Cu a Al. Údaje v procentech u jednotlivých bodů udávají velikost redukce tloušťky vzorků. Na obrázku jsou rovněž uvedeny hodnoty pro vzorky Cu a Ti se strukturou v nanorozměrech. Vzorek Cu byl tvářen metodou ECAP a vzorek Ti metodou HPT. Tváření probíhalo při pokojové teplotě. Velikost zrna byla u obou materiálů cca 150 nm. V případě tváření mědi zvýšení tažnosti přineslo použití 16 průchodů. V případě Ti bylo použito pro zvýšení tažnosti 5 otáček nástroje. Použití velké plastické deformace mělo v obou případech za následek jak zvýšení pevnosti, tak tažnosti. Tento jev byl 30

31 pozorován poprvé. Naznačuje to změnu deformačního mechanismu plastické deformace za použití velmi velkých deformací. při tváření metodami velké Obr. 4 Závislost meze kluzu na tažností pro hrubozrnné a nanostrukturní materiály Základní faktory limitují tažnost v ultrajemnnozrnných a nanostrukturních materiálech: o o o Artefakty vzniklé při přípravě materiálu Zejména porozita materiálu je významná, je-li materiál vyráběn kompaktováním prášků (tzv. dvoustupňovou metodou). Nestabilita při zatěžování v tahu V průběhu zkoušky v tahu začíná zaškrcování při maximálním zatížení. Rovnoměrné prodloužení v cylindrickém vzorku závisí na deformačním zpevnění, takže skutečná deformace = n (n je koeficient deformačního zpevnění). Pro ideálně plastický materiál, jako jsou např. amorfní slitiny, je n = 0 a zaškrcování (nestabilita) začíná, jakmile se objeví lokalizovaná plastická deformace. Nukleace trhlin Nebo nestabilita při jejich šíření může rovněž významně ovlivnit výslednou tažnost materiálu.tažnost, což je schopnost materiálu měnit tvar bez porušení, je v homogenním materiálu závislá na velikosti deformačního zpevnění a citlivosti k rychlosti deformace. Vysoké hodnoty těchto parametrů napomáhají potlačit počátek lokalizované deformace (zaškrcování) při tahovém napětí a tak zvyšovat tažnost. Deformační zpevnění je způsobeno akumulací defektů krystalové mřížky jako jsou dislokace, což činí další deformaci obtížnější. V nanostrukturních kovech je však akumulace dislokací nemožná, protože zrna jsou příliš malá. Dislokace jsou emitovány z jednoho segmentu hranic zrn a mizí v jiném, takže vnitřek zrn je bez dislokací. Opravdu, u mnoha nanostrukturních kovů bylo pozorováno nulové deformační zpevnění. Nicméně, zřetelná vazba mezi určitým mechanismem plastické deformace a tažností není doposud prozkoumána. Snaha o zvýšení nízkých hodnot tažnosti nanokrystalických materiálů jsou předmětem pokračujícího výzkumu, jehož výsledky jsou optimistické. 4. Růst zrn a teplotní stabilita ultrajemnozrnných a nanostrukturních materiálů 4.1 Růst zrn Nanokrystalické materiály mají s ohledem na malé rozměry zrn a z toho plynoucí jejich velkou povrchovou plochu tendenci k růstu zrn. Znalost tepelné stability nanokrystalických materiálů je důležitá jak z vědeckých, tak technologických důvodů. Z technologického hlediska je např. tepelná stabilita důležitá při konsolidaci nanoprášků s vyloučením zhrubnutí struktury nebo při 31

32 superplastickém zpracování keramiky či kovů. Z vědeckého hlediska je např. významné, je-li mechanismus růstu zrn v nanokrystalických materiálech odlišný od růstu zrn v hrubozrnných materiálech. Růst zrn v konvenčních materiálech je popsán rovnicí: d n d o n = K o exp (-Q/R T) t, (4) kde d je velikost zrna po žíhání vzorku při teplotě T po dobu t, d o je počáteční velikost zrna, n je exponent růstu zrna, K o je konstanta, Q je aktivační energie růstu zrna a R je plynová konstanta. Q a n jsou důležité parametry charakterizující kinetiku a mechanismus růstu zrna. Exponent n se v ideálním případě rovná 2, což předpokládá parabolický průběh růstu zrna. V nanokrystalických materiálech však byly pozorovány hodnoty od 2 do 10. Hodnoty 2 bývá dosahováno jen, když se žíhání provádí při poměrně vysokých hodnotách podílu teplot T/T m (T m je teplota tání zkoumaného materiálu). Mez faktory, které by mohly vysvětlit vyšší hodnoty exponentu n, patří segregace rozpuštěných látek na hranicích zrn a blokování hranic zrn. Aktivační energie pro růst zrn v nanokrystalických materiálech (Q n ) je obvykle porovnávána s aktivační energií buď objemové difuze (Q v ), nebo pro difuzi po hranicích zrn (Q gb ) hrubozrnných materiálů. Obvykle lze porovnat Q n spíše s Q gb, než s Q v, ačkoliv bylo pozorováno několik výjimek. Bylo též pozorováno, že hodnota Q n nanokrystalického Fe se při teplotách nad 500 o C blížila Q v pro hrubozrnné Fe a při teplotách pod 500 o C se více blížila Q gb, což naznačuje rozdílné mechanismy růstu zrn i. Velký růst zrn byl pozorován např. při žíhání nanokrystalických materiálů připravených velkou plastickou deformací Teplotní stabilita Pro využití výhodných vlastností nanostruktury je tedy důležité udržet při tepelném zpracování, při tváření, případně při práci za zvýšených teplot stejný nebo jen málo se zvětšující se rozměr nanokrystalů. Jednou z metod jak toho dosáhnout je umístění jemné disperzní fáze na hranicích zrn, která zamezuje nebo zpomaluje jejich migraci. Tuto strategii použili např. Kim et al. při vývoji kompozitního keramického materiálu, který vydržel vysoké rychlosti deformace při superplastickém tváření. Materiálem byl nanokompozit obsahující ZnO, hlinito-hořečnatý spinel a α-al 2 O 3. Nanokompozit byl superplastický i při rychlosti deformace 1 s -1. Byla dosažena tažnost přes 1000 %. Jiným způsobem je segregace nečistot na hranicích zrn a dosažení stabilizované struktury hranic zrn. Příklad tohoto způsobu nalezneme v práci Liu a Mücklicha na jemnozrnném RuAl obsahujícím nečistoty. Jiným způsobem zabránění růstu zrn je i zbytková porozita, což bylo pozorováno v nanokrystalické keramice a nanokrystalickém Pd připraveném elektrodepozicí. 32

33 Shrnutí kapitoly: Se zmenšující se velikostí zrna materiálu roste jeho pevnost (tvrdost, mez kluzu), a to až do oblasti nanokrystalických materiálů. Jev dostatečně dobře popisuje vztah Hall-Petche. Tato skutečnost je hnací silou výzkumu technologií výroby masivních nanokrystalických materiálů pro konstrukční účely. V oblasti kritické velikosti zrna d c (pod cca 50 až 30 nm) se vytrácí dislokační aktivita a mez kluzu (velmi vysoká) se stává nezávislou na velikosti zrna, případně u některých materiálů i klesá. Plastická deformace při konvenčním tváření může významně zvýšit pevnost kovů, zvýšení pevnosti je obvykle doprovázeno ztrátou tažnosti, zmenšením velikosti zrna z 2 m na 200 nm se zmenšuje celkový čas deformace 20 až 30 min na cca 20 až 30 s, s klesající velikostí zrna roste při vysokých rychlostech deformace prodloužení do lomu. při tváření za zvýšených teplot se zvětšuje rozměr nanokrystalů, růst zrn v konvenčních materiálech je popsán rovnicí (4), růst zrna závisí na teplotě T, době expozice t, exponent růstu zrna n, konstantě a aktivační energie růstu zrna Q, exponent n pro konvenční materiály (hrubozrnné) se pohybuje kolem hodnoty 2, pro nanostrukturní a ultrajemnozrnné materiály se n pohybuje od 2 do 10. Literatura k dalšímu studiu: 1.MASUMURA, R.A., HAZZLEDINE, P.M., PANDE, C.S. (1998) Acta Mater., 46, 1998, s SHERRY, O.D., WADSWORTH, J. (1989) Progr. Mat. Sci, 33, 1989, s MISTRA, R.S., MCFADDEN, S.X., VALIEV, R.Z., MUKHERJEE, A.K. JOM, Jan. 1999, s

34 5. Superplastické tváření Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: Popsat superplastické chování kovových materiálů. Aplikovat získané poznatky do průmyslové praxe. Výklad 1. Úvod Pojem superplasticity je spojován s představou velké deformace kovu nebo slitiny, uskutečněné při malých napětích. I když toto mimořádné chování některých eutektických a eutektoidních slitin je známo již přes 50 let, technické rozbory a zejména praktické využití tohoto jevu se ve větší míře uskutečnily teprve v 60. letech. Z rozboru experimentálních podmínek se ukázalo, že pro superplastické chování je rozhodující rychlost deformace a přesné parametry podmínek deformace. Jsou známy různé vlivy, které i při malém zatížení za tepla vyvolávají spontánní plastickou deformaci. Jednou z možností je teplotní cyklování v oblasti fázových přeměn, tzv. transformační superplasticita a druhou je chování velmi jemnozrnných materiálů při teplotách vyšších než polovina bodu tání. Druhá možnost je mnohem důležitější, proto se jí věnovala větší pozornost. Tato možnost se také více uplatňuje v praxi. Materiál, který se chová superplasticky, může být jednofázový, ale významné vlastnosti a přednosti mají i materiály vícefázové, zejména jsou-li ve struktuře rovnoměrně obsaženy fáze stejné plasticity. Proto slitiny eutektické nebo eutektoidní mají nejlepší superplastické vlastnosti. Je-li běžný materiál deformován tahem, probíhá homogenní deformace bez místního zúžení průřezu jen do určitého stupně, pokud jsou zachovány podmínky stacionárního toku materiálu. Jakmile se tato hranice překročí, vzniká v místě zúžení trojosá napjatost, která změní podmínky deformace, takže může rychle nastat porušení. U superplastických materiálů je homogenní prodloužení podstatně větší. Podmínkou je vhodná struktura (průměr zrna d), teplota T a rychlost deformace. Jednotlivé parametry jsou vázány vztahem: = σ A. d -B. e -Q/RT (1) kde koeficienty A a B jsou rozdílné podle mechanismu, který je řídicí a určuje i velikost aktivační energie Q, d je velikost zrna. Známější je vztah mezi napětím σ materiálu): a rychlostí deformace ve tvaru (pro konstantní teplotu σ = K. m (2) kde K je konstanta a m je parametr citlivosti na rychlost deformace. Bylo prokázáno, že pro m > 0,33 je při konstantní rychlosti zatěžování splněna stabilní podmínka deformace, kdy není nebezpečí vzniku místního zúžení průřezu. Každé místní zúžení je doprovázeno větší rychlostí deformace, což opět působí na vzrůst deformačního napětí a na omezení místní deformace. Proto lze pokládat deformaci za homogenní. Pro většinu superplastických materiálů je m > 0,4. Čím větší je tato hodnota, tím lepší jsou podmínky pro 34

35 superplastickou deformaci. U mnohých slitin používaných v praxi pro superplastickou deformaci má m hodnoty 0,5 až 0,7. Tabulka 1. Příklady kovů a slitin se superplastickými vlastnostmi Typ slitiny Optimální teplota deformace ( C) Velikost zrna ( m) Max. hodnota m AlCu až až2 0,9 AlSi11, ,5 AlSi12Cu ,4 AlCu6Zn BiSn44 20 až CdZn až 2 0,5 CrCo CoAl ,4 0,3 CuMg CuAl3Si2Co 500 až 600-0,5 CuAl10Fe ,5 CuZn38 až CuZn až 650-0,5 PbCd ,3 PbSn ,5 MgZr0, ,3 MgZn6ZrO,6 270 až 310 0,5 až 15 0,5 MgNi MgCu MgAl Ni NiCr39Fe8Ti ,5 SnBi ,5 SnPb2 až SnPb až 2 0,5 SnCd až 2 0,5 TiAl6V4 900 až ,9 TiAl5Sn2, ,7 Zn 20 až 70-0,2 ZnAl5 200 až až 2 0,7 ZnAl22 až ZnAl až až 2 0,5 Pro většinu slitin musí být homologická teplota T h 0,4 - popř. ještě o 50 až 150 C vyšší. Deformace probíhá za teplot, kdy jsou v rovnováze zpevňovací a odpevňovací procesy, takže se mechanické vlastnosti během deformace nemění. Rychlost deformace se pohybuje v poměrně úzkém intervalu, většinou mezi 1, až 6, s -1, nejčastěji pod 1, s -1. Překročením této rychlosti se superplasticita ztrácí a hodnota m rychle klesá pod 0,3 jako u běžných materiálů. Další podmínkou je co nejmenší zrno. Vhodná velikost zrna je 1 až 5 m a nesmí se v průběhu deformace zvětšovat. Teprve při splnění všech podmínek lze při tahové deformaci naměřit tažnost několik set procent. Je několik mechanismů, které se mohou podílet na superplastické deformaci: migrace vakancí, difúzní tečení, skluz po hranicích zrn, dislokační tečení, přičemž ve většině případů podle napětí jde o kombinaci skluzu po hranicích zrn a difúzní tečení. Řídicím procesem je buď difúze po hranicích zrn (při teplotách 0,4 až 0,65 T h ), nebo objemová difúze (u teplot nad 0,65 T h ). Poznání těchto závislostí umožňuje pochopit podstatu superplasticity i směr dalšího vývoje superplastických materiálů a podmínek jejich zpracování. V praxi se využívá pouze několik tzv. superplastických slitin. Teploty zpracování většiny superplastických slitin jsou poměrně vysoké a deformační rychlosti jsou příliš nízké. Při vhodných technologických podmínkách lze z plechu na jednu operaci vylisovat i složité tvary a uspořit tak řadu operací. Podobně lze v oblastech superplasticity užít objemového tváření. Jsou-li však teploty deformace vysoké, jako např. u slitin titanu, jsou v praxi značné potíže s udržováním konstantní teploty tvářeného materiálu i nástroje, nehledě na poměrně malý ekonomický přínos. Perspektivní 35

36 výhody a přednosti tohoto způsobu deformace jsou předmětem pozornosti a podněcují další výzkum vhodných slitin i jejich použití. Je nutné počítat s tím, že materiál deformovaný v oblasti superplasticity se nesmí za stejných podmínek využívat v praxi, poněvadž by při provozu i při nízkém zatížení došlo k velkému plastické deformaci. Díly tvářené za teplot superplasticity lze používat jen při normálních teplotách, nebo tepelným zpracováním změnit strukturu (např. zvětšit zrno), aby se snížila hodnota koeficientu m a materiál ztratil své superplastické vlastnosti. Za hranici superplasticity je považována hodnota tažnosti A 200 %. U některých materiálů byla opakovaně naměřena hodnota A = %. V současnosti ověřená maximální hodnota tažnosti dosahuje A = % na slitině Ti6Al4V. Na eutektické slitině Pb - Sn byla naměřena tažnost A = 7 750% a na hliníkových bronzech bylo dosaženo prodloužení 5 500% až 8 000%. Na ověřované slitině AZ91 bylo dosaženo hodnoty A = 480 %, obr. 1. Obr. 1. Superplastické chování slitiny AZ91 zpracované technologii ECAP Při superplastické deformaci zrna zachovávají v podstatě rovnoosý tvar, a to při velmi velkém prodloužení. Při lomu se nepozoruje zaškrcení. Při optimálních podmínkách jsou řídícím mechanismem pokluzy po hranicích zrn. Ovšem, tyto pokluzy nemohou probíhat bez iniciačního procesu uvnitř zrn a teoretické modely superplasticity předpokládají, že pokluzy jsou vyvolány pohybem dislokací v zrnech a rychlost pokluzu je kontrolována rychlostí šplhání těchto dislokací do protilehlých hranic zrn. Rychlost deformace je při superplastickém chování závislá jak na napětí, tak na velikosti zrna. Superplasticita se projevuje při nízké rychlosti deformace. Při vyšších napětích pozorujeme přechod k mechanismu šplhání dislokací s napěťovým exponentem (okolo 5), při nižších napětích pozorujeme přechod k mechanismu kontrolovanému nečistotami na hranicích zrn, opět s napěťovým koeficientem okolo 5. Rychlost deformace se v superplastické oblasti mění s d -2 (d je velikost zrna). V oblasti dislokačního creepu se vliv velikosti zrna neprojevuje, protože řídícím mechanismem jsou procesy uvnitř zrn. Snížení velikosti zrna posouvá superplastickou oblast směrem k větším rychlostem deformace a současně se tímto směrem posouvá i oblast vlivu nečistot. Zmenšení velikosti zrna z 2 μm na 200 nm zmenšuje celkový čas deformace z min. na sec. Bylo rovněž zjištěno, že s klesající velikostí zrna roste při vysokých rychlostech deformace prodloužení do lomu (není dostatek času pro vytváření a růst kavit na hranicích zrn). 2. Podmínky superplastické deformace Superplasticita je podmíněna velmi jemným rovnoosým zrnem výchozího materiálu o velikosti pod 10 μm, teplotou procesu v rozmezí T h = 0,6 0,7 [K], kde T h je homologická teplota materiálu, termodynamickou stabilitou výchozí fáze v celém průběhu zatěžování. Podmínky musí platit v celém časovém průběhu superplastického tváření. Z metalurgického hlediska superplasticitu vykazují zejména dvou a vícefázové kovové soustavy o eutektickém, případně eutektoidním složení. Existují však i výjimky například Fe α nebo čistý Ti. 2.1 Typy superplastické deformace Strukturní superplasticita je podmíněna vhodnou strukturou slitiny, zejména malou velikostí zrna.tento druh superplasticity byl nejvíce zkoumán a má z praktického hlediska největší význam. 36

37 Transformační superplasticita vyskytuje se v polymorfních slitinách deformovaných v průběhu fázových přeměn, případně cyklováním v oblasti fázových přeměn. Subkritická superplasticita zvýšení deformační schopnosti a zmenšení deformačního odporu za teplot v okolí počátku fázové přeměny v tuhém stavu, tento druh superplasticity byl prozatím nejméně 2.2 Mechanismus superplastické deformace Nejdůležitějším mechanismem plastické deformace při teplotách pod T<TM (za tepla i za studena) je dislokační skluz a generování nových dislokací, který je základem procesu zpevnění matrice materiálu. Je li teplota při plastické deformaci vyšší, než 0,4TM vystupuje do popředí jev, který je při nízkých teplotách, homologických teplotách a vysokých rychlostech deformace nevýznamný a je nazýván dynamické zotavení. To likviduje do jisté míry deformační zpevnění. Nejdůležitějším mechanismem je nekonzervativní pohyb dislokací, šplhání hranových dislokací a vzájemná anihilace hranových dislokací. Anihilace šroubových dislokací probíhá příčným skluzem. Dalším procesem je aktivace hranic zrn jako další soustavy skluzových ploch, která se může uplatňovat vedle soustavy skluzových rovin v zrnech materiálu. To se navenek projevuje, jako by tuhá zrna po sobě klouzala. Předpokládá se, že při teplotách nad 0,4TM lze očekávat v hranicích zrn výskyt jevů, které umožní vzájemnou anihilaci dislokací difúzí atomů a vakancí při dodání malého množství vnější aktivační energie. Navíc v této, z části chaotické struktuře lze očekávat vstup dislokací, generovaných během plastické deformace v jádru zrn, do pochodů na hranicích zrn. Totéž lze předpokládat o pohybu vakancí, či jednotlivých atomů. Skluz po hranicích zrn je hlavním jevem umožňujícím dosáhnout extrémní prodloužení do lomu. Podíl prokluzu na hranicích zrn je odhadován v intervalu 75 90%. Superplasticita je pozorována zejména ve dvou a více fázových slitinách, případně na eutektických, eutektoidních materiálech. Experimentálně bylo prokázáno, že prokluz po hranicích zrn probíhá zejména na rozhraní zrn dvou různých fází. Přítomnost sekundární fáze zabraňuje rekrystalizaci základní matrice a zhrubnutí zrna v průběhu superplastického tváření. Je nutné si uvědomit, že proces tváření trvá desítky až stovky minut. Materiál je nutno neustále udržovat na vysoké teplotě. Jedná se buď o jemné disperze např. karbidů, nebo úlohu stabilizační fáze plní například jedna ze složek eutektika, nebo eutektoidu případně jiné modifikace kovu. Tvrdost sekundární fáze by měla být přibližně stejná, jako u základní matrice. V průběhu rozsáhlého prokluzu po hranicích zrn se hranice primární/sekundární fáze stává nukleačním zárodkem kavit, které v konečném důsledku vedou k porušení materiálu. Pokud mají částice výrazně vyšší pevnost než základní matrice, měly by být jemné a v matrici pravidelně rozložené. V průběhu superplastické deformace byly pozorovány následující charakteristické jevy: vznik rovnoosé struktury textura zrn, původně nerovnoosá se po několika desítkách procent prodloužení postupně mění v téměř rovnoosou; stálá, rovnoosá struktura po stovkách až tisícovkách procent prodloužení je textura stále rovnoosá a jemnozrnná; zaoblení hranic zrn původně ostré hranice se stávají zaoblenými; změna polohy zrn poloha zrn v prostoru se mění. Zrna ve skupinách, či jednotlivě mění svou polohu o vzdálenost větší, než je velikost zrn; růst zrn rovnoosá zrna mají tendenci, zvláště při mírných rychlostech deformace mírně růst, nejedná se však o velké a náhlé zhrubnutí zrna, které by degradovalo vlastnosti materiálu; kavitace porušení materiálu probíhá kavitací, nukleací, růstem a koaelescencí mikrodutin na skluzových plochách, na kterých probíhá skluz po hranicích zrn, obr

38 Obr. 2. Schéma vzniku kavit a trhlin při superplastickém tváření 3. Popis superplastické deformace Původní představa nepočítala s deformací zrn. To však znamenalo připustit opačné difúzní dráhy na opačné hranici zrna. Tento jev porušující pravidlo symetrie a nezávislosti na výběru je označován za hlavní nedostatek prvního popisu superplastické deformace Tato představa vykazuje neshody s empirickými pozorováními. Pro popis superplastické deformace je stále používána. Obr. 3 Průběh difuzního modelu superplasticity (A1 A2 B4). Modifikovaná verze pohybu zrn (B1 B2 B3 B4). Šipkami jsou vyznačeny difúzní dráhy Pokluz po hranicích zrn Prokluz po hranicích zrn je kontrolován dislokacemi vstupujícími do systému hraničních dislokačních struktur. Při střední velikosti zrna L~10 μm je velikost subzrna často větší než velikost zrna. S tímto souvisí i usnadnění skluzu dislokací. Dislokační teorie předpokládají, že jednotlivá zrna nebo skupiny zrn se účastní spontánně prokluzu po hranicích zrn do doby, než lokální koncentrace napětí rozběhne uvnitř zrn procesy vytvářející nové dislokace. Popis je založen na předpokladu emitace dislokací na hranicích zrn díky lokální koncentraci napětí, přemísťování skluzem přes zrno a následnou interakcí s dislokačními strukturami na opačné straně zrna. V postupném procesu emitace skluz iterakce nejpomalejší článek kontroluje rychlost deformace. Předpokládá se, že emitování dislokací je procesem nepomalejším a tím i řídícím procesem. 3.2 Kombinované modely popisu superplastické deformace Většina superplastických materiálů je dvou a více fázových, případně jde o eutektické slitiny. Zmiňované modely pro jednoduchost počítaly s jednofázovou strukturou. Toto zjednodušení lze u některých superplastických slitin připustit, ale například u slitin Ti jsou rozdíly mezi fázemi α/β tak rozdílné, že tento základní model nelze použít. Důležitý je zejména rozdíl koeficientů difúze v jednotlivých fázích. Fáze β vykazuje 500 krát rychlejší difúzi než fáze α. Jeden z kombinovaných modelů například navrhuje řešení, kdy tvrdší fáze a s menším koeficientem difúze se bude řídit pravidly dislokačního creepu, zatímco měkká fáze β se bude deformovat podle pravidel difúzního creepu. Další teorie předkládají modely, kdy tvrdší fáze se nedeformuje vůbec a udržuje strukturu na stabilní velikostí, zatímco měkká fáze podléhá intenzívní plastické deformaci. 38

39 4. Porušení při superplastické deformaci Je-li homologická teplota, při níž probíhá deformace vyšší než 0,4TM nastane při tahovém namáhání terciární stadium creepu, které končí lomem. Tento typ porušení se nevyhýbá ani superplastické deformaci. Závěrečné porušení může nastat dvěma idealizovanými způsoby: 1. Vznik krčku a následné lokalizace plastické deformace, při které dojde k zužování průřezu vzorku. Malý počet zrn v nejužším průřezu není schopen vyrovnat další přírůstek deformace a nestane porušení materiálu. V idealizovaném případě je možno vzorek deformovat do tenké špičky. Přitom, kromě porušení na lomové ploše nevzniknou v materiálu dutiny. 2. Bez vzniku krčku dojde k nukleaci, růstu a koalescenci kavit. Toto porušení je přímým důsledkem prokluzu po hranicích zrn. Materiál je v průřezu oslaben o kavity a ty mají za následek vznik lomu. Porušení je přítomno v celém objemu vzorku. Výsledné porušení vždy představuje superpozici těchto dvou jevů. Převládající mechanismus je závislý na druhu materiálu i podmínkách deformace. V případě superplastického tečení kavitační porušení představuje dominantní jev konečného porušení materiálu. Po superplastickém tváření vede u výrobku ke snížení meze kluzu R p0,2 a meze pevnosti R m, (obr. 4) k výrazné anizotropii materiálu v závislosti na odklonu od hlavní osy napětí a ke značnému snížení únavových vlastností. V případě hliníkových slitin dosahuje kavitace až 10% lomové plochy. V případě mikroduplexních ocelí je dosahováno hodnot 2-3%. Obr. 4. Křivka napětí deformace při superplastickém tváření 5. Superplastické materiály Základním předpokladem pro superplastické chování kovových materiálů na bázi jemnozrnnosti je podmínka přítomnosti jemnozrnné struktury v materiálu. Lze jí obecně získat různými termomechanickými postupy v závislosti na použité slitině. Pokud není komerčně dostupný polotovar s jemnozrnnou strukturou, je nutné provést další přípravné operace, jejichž výsledkem je jemnozrnná, rovnoosá, homogenní struktura materiálu. Cíl přednášky a shrnutí pojmů V přednášce jsou popsány a analyzovány dva procesy superplastického chování kovových materiálů : a) superplasticita vyvolaná jemnozrnností, b) superplasticita vyvolaná vnitřním pnutím a rovněž jsou uvedeny vlastnosti vybraných superplastických kovových materiálů Otázky k probranému učivu 1. Jaké znáte typy superplastické deformace? Úlohy k řešení 1. Popište superplastické chování kovových materiálů dle Ashby-Verralla 39

40 Literatura k dalšímu studiu 1. BURŠÍKOVÁ, V., BURŠÍK., J. Superplasticita. In Fyzika a didaktika fyziky, Sborník prací pedagogické fakulty MU v Brně. 1. vyd. Brno: Masarykova Univerzita, s Řada fyzikálně technických věd č.3/1996, svaz ISBN LUKÁČ, P. Superplasticita a její praktické užití. Pokroky matematiky, fyziky a astronomie, 1991, vol. 36, č. 2, s

41 6. Hydromechanické tažení Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: popsat vybrané technologie tváření kapalinou, určit jejich výhody a nevýhody, použití v průmyslové praxi, seznámí se s vyráběným sortimentem tvářených výrobků. Výklad 1. Úvod Plošné nebo objemové tváření je možné obecně rozdělit na dvě velké skupiny, a to konvenční a nekonvenční metody tváření. Konvenční metody jsou metody známé a hojně používané ve výrobě. Stroje těchto metod jsou často ekonomicky dostupnější než stroje nekonvenčních metod. Nekonvenční metody jsou metody nové, které vznikly z modifikace konvenčních metod nebo použitím nové technologie. Tyto metody přinášejí řadu výhod, které se nevyskytují u konvenčních metod. Tváření kapalinou patří mezi nekonvenční metody tváření, kde se využívá kapaliny jako nepevného tvářecího nástroje, který tvoří tvářecí prostředí. Kapalina nahrazuje tažnici nebo tažník, případně jiný nástroj, jejichž výroba bývá často nákladná. Zařízení pro tváření kapalinou jsou samostatné stroje nebo mohou tvořit přídavná zařízení hydraulických lisů. Pořizovací náklady těchto zařízení jsou vysoké, a proto se tyto metody využívají ve tváření v sériové výrobě. Těmito metodami jsou vyráběny komplikované a přesné dílce. Kapalina má své využití také při tváření a ohybu trubek, kdy ji s výhodou využíváme ke stabilizaci ohybu. 2. Hydromechanické tažení (HMT) Tažnici u této metody představuje tažná komora. Její vnitřní prostor, tažná dutina, je plněna z hydraulického obvodu nástroje sodnou vodní emulzí. V blízkosti tažné hrany je umístěna drážka s kvalitním těsněním. Tlaková kapalina zastává funkci tažnice včetně tažné hrany. Přístřih plechu (rondel, kruhovka) je založen na zakládací rovinu, přičemž jeho spodní strana je ve styku s hladinou kapaliny v tažné komoře (polotovar není oddělený od kapaliny pryžovou membránou, ale samotný polotovar tvoří membránu). Po dosednutí přidržovače, upnutého na vnějším beranu lisu, dojde k uzavření a utěsnění soustavy přístřih plechu tažná komora. Dosednutím tažníku na plech a jeho vniknutím do objemu kapaliny, dojde v tažné komoře k prudkému nárůstu tlaku a tím k vlastnímu tvarování plechu jeho nabalováním na celou plochu tažníku, až je dosažen konečný tvar duté válcové součásti. Přebytečná kapalina se z tažné komory vypouští pod nastaveným tlakem přes řídící a regulační systém nástroje. Velikost tlaku se v průběhu tažení mění při použití programovatelného hydraulického obvodu. Nutnost citlivé regulace tlaku vynikne zvláště při tažení tenkých plechů do tloušťky stěny výtažku 1 mm, ale i např. tvarů kuželových, parabolických apod. Hydromechanické tažení (HMT) představuje technicky a ekonomicky nejzajímavější technologii hlubokého tažení s pracovní kapalinou a patří mezi nekonvenční technologie tažení plechu. Uvedenou technologií je možné zhotovovat hlubší duté nádoby z plechu, rotačního i nerotačního tvaru, výtažky s přírubou, protože příruba zamezuje únik kapaliny z tažné komory. 41

42 Obr. 1 Metoda HMT V současné době existuje více odvozených aplikací metody HMT. Z konstrukčního hlediska se jedná zejména o tyto varianty: tažení s dvojitým tažníkem, tažení s otočným tažníkem, tažení s protipístem, tažení s pohyblivou komorou, tažení s nátlačným kroužkem, zpětné tažení, tažení druhého tahu, tažení do komory s převodníkem a nakonec tažení prvního a druhého tahu. Např. u tažení s dvojitým tažníkem je jednoduchý válcový tažník nahrazen válcovým tažníkem s osazením. To umožňuje provést po dobu jednoho tahu tahy dva. Obr. 2 Tažení s dvojitým tažníkem Obr. 3 Tažení s otočným tažníkem Výhody: o Snížení počtu tažných operací. o Snížení počtu mezioperačních žíhání. o Kvalitní povrch výtažků. o Dosažení velké přesnosti výtažků. o Minimální ztenčení výtažků v ohybu u dna (2-3 %). o Možnost táhnout povrchově upravené plechy (nedochází k poškození). Nevýhody: Použití speciálních nástrojů a speciálních lisů. Jen výtažky s přírubou. Vysoký přidržovací tlak (kvůli těsnění). Nižší produktivita. 42

43 Materiály vhodné pro tváření metodou HMT: o uhlíkové oceli třídy 11 (Rm 280 až 500 MPa): ČSN , 11301, , , , , , a o nerezavějící oceli třídy 17 (Rm 500 až 700 MPa): , , a o měď a slitiny mědi (Rm 206 až 390 MPa): ČSN , , , , , , a o hliník (Rm 70 až 100 MPa) a jeho slitiny: ČSN , , , Výtažky zhotovené HMT se vyznačují větší tvarovou přesností a lepším povrchem. Při tváření složitých dílů lze dosáhnout snížení jejich hmotnosti při zachování tuhosti, proto je tato metoda používána např. v automobilovém průmyslu a v průmyslu vyžadující výhody této technologie. Obr. 4 Nádoba z nerezavějící oceli Otázky k probranému učivu 1. Uveďte důvody zvýšení pevnosti vyráběných dílů hydromechanickým tvářením. Úlohy k řešení 2. Popište používané technologie hydromechanického tažení. Literatura k dalšímu studiu SCHMOECKEL, D., DICK, P. High pressure forming of sheet metal plates in producing hollow-formed parts. Prod. Eng, 1997, Vol. 4, No. 1, pp

44 7. Tváření vysokými parametry Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: popsat vybrané technologie tváření výbuchem, určit jejich výhody a nevýhody, použití v průmyslové praxi, seznámí se s vyráběným sortimentem tvářených výrobků a jejich vlastnostmi, Výklad 1. Úvod Podstatou metody je nahrazení síly a rychlosti lisu (pro normální tváření je kolem 10 m.s -1 až 30 m.s -1 ) na materiál účinkem tlakové vlny od exploze. Rychlost tváření je nad 250 m.s -1. Tlaková vlna může působit buď přímo (výbušnina je položená přímo na materiálu) nebo nepřímo přes prostředí. Účinek bude tím větší, čím větší bude množství výbušniny a čím větší hustotu bude mít prostředí, kterým je účinek tlakové vlny přenášen. Nejčastěji používaným prostředím je voda, vzduch, písek nebo hlína. Rychlosti zatěžování jsou kolem 1000 m.s -1, tlaky kolem 10 GPa a teploty kolem 1000 K. Tvar výlisku je přesný, zpětné odpružení není téměř žádné. Velikost výlisků není teoreticky omezena a je možné i použit materiály, které se tvářejí velmi obtížně. Nejvíce technologických aplikací se uplatnilo při plošném tváření. Princip tváření výbuchem je patrný z obr. 1. Obr. 1 Princip tváření výbuchem 44

45 Plech je položen na dutinu formy (nástroje). Forma je často z oceli. Z prostoru pod tvářeným plechem je nutné odsávat vzduch. Na plech je položen polyetylenový vak, naplněný vodou nebo jiným médiem. Do tohoto média se umístí trhavina s rozbuškou. Zapnutím elektrického proudu dojde k výbuchu a vytvarování plechu podle dutiny formy. Nejzajímavější část na celé této metodě jsou prostory, kde dochází k výbuchu, tedy výbuchové komory. Moderní výbuchové komory jsou automatická strojní zařízení. Jejich masivní ocelové součásti jsou schopny absorbovat a rozptýlit detonační a rázovou vlnu, výbuchové teplo, urychlené střepiny a postupně vypustit upravené výbuchové zplodiny. Vyrábějí se ve třech konstrukčních provedeních - vertikální a horizontální. Vertikální komory jsou odolné vůči opakovaným výbuchům náloží nepřevyšujících v tritolovém ekvivalentu 0,2; 2 nebo 5 kg TNT na 1 odpal. Konstrukce tohoto typu komor je totožná. Liší se v kapacitě, hmotnosti a rozměrech. Vertikální výbuchové komory se skládají ze dvou hlavních částí: statické základny s dolní polokoulí komory a odklápěcí kopule. Spojení obou částí je zajištěno kruhovým bajonetovým zámkem. Ventilace výbuchových zplodin z výbuchové komory a její profukování je zajištěno dvojicí hydraulických klapek v dolní polokouli a kopuli komory. Pohyby kruhového bajonetového zámku, odklápění kopule a zavírání klapek jsou zajištěny hydraulickými válci napájenými z hydraulické stanice. Krajní polohy těchto pohyblivých prvků jsou detekovány bezdotykovými koncovými spínači. Těsnost spojení kopule se základnou je zajištěna stykem zubů bajonetového zámku stlačujících gumové těsnění. Horizontální komory byly vyvinuty pro táhlé nálože o délce až 4 m ( TNT ekvivalent 8kg) nebo 8 m (TNT ekvivalent 16kg). Využívají se pro tváření dlouhých plechů nebo kolejnic. Jsou postaveny na podobném principu jako komory vertikální, avšak místo odklápění kopule se horizontální komory uzavírají vrchlíkem, který se pohybuje po kolejích. Také ve vertikálních komorách jsou rázová vlna a detonační teplo rychle absorbovány ocelovým tělem komory vážícím několik desítek tun. Díky tomu jsou do odvodu zplodin vypouštěny pouze stabilizované plyny o teplotě do 100 C a tlaku pod 1 MPa. Hluk a vibrace vyvolané explozí jsou tělem komory rovněž zeslabeny na úroveň normálního pracovního prostředí, pokud je odpal řízen z oddělené místnosti.. Obr. 2Vertikální komora Obr. 3 Horizontální komora Horizontální komory byly vyvinuty pro táhlé nálože o délce až 4 m ( TNT ekvivalent 8kg) nebo 8 m (TNT ekvivalent 16kg). Využívají se pro tváření dlouhých plechů nebo kolejnic. Jsou postaveny na podobném principu jako komory vertikální, avšak místo odklápění kopule se horizontální komory uzavírají vrchlíkem, který se pohybuje po kolejích. Také ve 45

46 vertikálních komorách jsou rázová vlna a detonační teplo rychle absorbovány ocelovým tělem komory vážícím několik desítek tun. Hydroforming Trubka umístí mezi horní a spodní část formy (obr. 4). Upínací zařízení pevně upne trubku a ta se začne plnit kapalinou. Axiální písty jsou použity pro zabránění tlakové ztráty (b). Tlak kapaliny uvnitř trubky roste po uzavření formy a působení tlaku pístů na strany trubky a tlačí materiál do pásma deformace (c). Cílem kombinací působení axiální síly a vnitřního tlaku trubky je zkvalitnění této metody. Jakmile se trubka dotkne stěn formy, tak začíná kalibrační fáze. Působení axiální síly v průběhu kalibrace není nutné. Stěna trubky je vystavena obrovským tlakům, za účelem vytvarování poloměrů zaoblení. Na závěr se vyboulená trubka vyjme z formy (d). Obr. 4 Tvarování trubek kapalinou Na obrázcích 5 je patrný postup při výrobě tvarovek typu T. Polotovarem je trubka a je vložena do spodního dílu nástroje (1). Jeho dutina má tvar T, tudíž výsledný tvar. Horní díl sevře trubku a dále je trubka plněna kapalinou (2). Obr. 5 Výroba T kusů Kapalina je stlačována dvěma proti sobě působícími lisovníky. Tlakem kapaliny při současném osovém stlačování dochází k tečení materiálu do dutiny nástroje a vytvoření výsledného tvaru T (3). Osové stlačování může být doplněno bržděním odbočky, aby nedošlo k protržení dna. Pak se forma otevře a vyhazovacím trnem se vyjme hotová tvarovka. 46

47 Obr. 6 Postup výroby tvarovek typu T Obr. 7 Sortiment tvarovek typu T Cíl přednášky a shrnutí pojmů Tváření kapalinou lze zařadit mezi progresivní technologie tváření. Má velký potenciál a využití k praxi. Výhody oproti metodám konvenčním spočívají v rovnoměrné rozložení napětí, menší zpětné odpružení materiálu, v tváření složitějších tvarů, dosažení finálního výrobku menším počtem operací, kvalitnější povrch součástí a vyšší přesnost. Jelikož se jedná o tváření kapalinou, tak mezi nevýhody patří utěsnění kapaliny a vyšší pořizovací cena zařízení. Kapalina má své nepostradatelné využití při tváření a ohybu trubek, kde působí jako stabilizátor při jejich vlastním tváření, a tím výrazně zkvalitňuje celý proces. Otázky k probranému učivu 4. Jakými, maximálními silovými možnostmi disponují lisy pro popisované technologie tváření í? Úlohy k řešení 2. Porovnejte jednotlivé technologie a jejich význam pro průmyslové aplikace v ČR. Literatura k dalšímu studiu 1. DVOŘÁK, Milan, František GAJDOŠ a Karel NOVOTNÝ. Technologie tváření : plošné a objemové tváření. 2. vyd. Brno: CERM, s. ISBN Hydro-forming machine - max kn HF series - AP&T [online] [cit ]. DirectIndustry. Dostupné z WWW: < hydro-forming-machines html>. 47

48 8. Technologie a zařízení pro tváření ve stádiu vývoje Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: popsat připravované technologie tváření, posoudit výhody a nevýhody jejich použití v průmyslové praxi. Výklad 1. Nekonečné válcování Výroba pásové oceli za tepla o tloušťce t 1,0 mm pomocí prostředků konvenčních válcoven je obtížná. Konečné rychlosti válcování, které jsou nutné k zajištění potřebného teploty pro dokončované válcování, se zvyšují s poklesem tloušťky dokončovaného pásu a poklesem rychlosti umožňující transport na výběhový valník válcovny. Jeden postup, který překonává tyto problémy je tak zvané nekonečné válcování, kde jsou provalky svařeny dohromady ještě předtím, než vstoupí na hotovní trať, aby se utvořil nekonečný pás a rozdělil se po dokončeném válcování do požadovaných specifikovaných hmotností svitků. Tento proces byl zaveden v jednom závodě v Japonsku. Je základem pro růst celkové produktivity válcovny, aby se snížily ztráty zisku a zlepšila jakost oceli, což povede k celkovému snížení použité měrné energie. Zavedení nekonečného válcování vyžaduje určitou péči se zřetelem k vhodnému spojení provalků a to ekonomickým způsobem. Obr.1 ukazuje schematický pohled na nekonečný proces válcování za tepla u Kawasaki Steel Chiba Works. 2. Plynulého lití pásu Obr. 1. Schematický pohled na proces nekonečného válcování pásu za tepla V průběhu minulých let pracovalo několik společností na vývoji technologií pro odlévání pásu. Zatímco odlévání tenkých bram a přímo propojené válcovací technologie jsou v podstatě 48

49 zdokonalením konvenční válcovací technologie, přímé odlévání pásu je novou technologií. U přímého odlévání pásu, který se může následně válcovat za studena, lze podstatně zkrátit časový postup od tekuté oceli ke konečnému produktu. Tabulka1 uvádí porovnání charakteristických parametrů u odlévání bram, tenkých bram a procesu odlévání pásu. Tab. 1. Porovnání vybraných parametrů u různých technologií odlévání Základní technologie odlévání a válcovánípásů jsou uvedeny na obr. 2 a obr. 3, byly vyvinuty ve spolupráci několika firem. Obr. 2. Plynulé odlévání a válcování pásů Obr. 3. Plynulé odlévání pásu, příhřev a válcování na kvarto válcovací stolici Cíl přednášky a shrnutí pojmů Bylo analyzováno kolem 65 zpráv, které pojednávají o různých aspektech odvětví tváření ocelí. Tyto zprávy obsahují velmi rozdílné druhy informací (statistické údaje), popis výrobních technologií, informace o určitých opatřeních na ochranu životního prostředí včetně případových studií a údaje o emisích a spotřebách. Byly vytvořeny z různých hledisek. V ětšina z nich se soustředila na jednotlivé aspekty nebo média, jen velmi málo překrývalo všechny oblasti životního prostředí. 49

50 Otázky k probranému učivu 1. Jaké znáte metody tzv. nekonečného válcování? 2. Na jakém principu probíhají procesy recyklace vedlejších procesů válcování? Úlohy k řešení 1. Nakreslete schéma plynulého odlévání tenkých pásů. 2. Uveďte způsoby plynulého odlévání tenkých pásů, které se provozně využívají ve válcovnách. Literatura k dalšímu studiu 1. New special steel rolling mill with the latest technology at FuJian WuHang. News SMS Meer HONJO, H. Rolling technology for thin steel strip in hot strip mill train. Engineering Reviev, 2009, Vol. 42, No.1, pp

51 9. Progresivní technologie tváření šetrné k životnímu prostředí Čas ke studiu: 90 minut Po prostudování kapitoly bude student umět: definovat vhodnost uvedených technologií pro zavedení do průmyslové praxe, popsat výhody a nevýhody použití v průmyslové praxi. Cíl: V přednášce jsou uvedeny technologie a zařízení snižující zatížení životního prostředí a rovněž opatření k úsporám energie v jednotlivých fázích tváření Je uveden popis vybraných technologií, dosažené hladiny emisí, použitelnost, přenosy prostředím, referenční závody, provozní údaje, ekonomické parametry a motivace pro zavedení. Některé technologie se zaměřují především na zlepšení jakosti výrobku a zvýšení výtěžnosti. Tato opatření mají vliv na životní prostředí (snížení množství šrotu, snížení spotřeby energie, méně emisí), jsou v přednášce uvedeny, ačkoliv potenciální přínos pro životní prostředí se může pohybovat jen v určitých mezích. Výklad 1. Povrchové úpravy a úprava vstupů Úprava povrchů opalováním Na obr. 1 je znázorněna úprava povrchu bram opalováním pod těsně uzavřenými kryty, odkud se odsávají spaliny a prach vzniklý z opalování oceli. Odpadní plyn se čistí v suchých nebo mokrých elektrostatických odlučovačích nebo tkaninových filtrech. Shromážděný prach se recykluje v rámci provozů uvnitř integrovaného hutního podniku, nebo jej likvidují společnosti s příslušným oprávněním. Přínosy pro životní prostředí: Snížené emise do ovzduší a prach. Obr. 1. Snížení emisí z opalování povrchu (v mokrých elektrostatických filtrech) Použitelnost: Nové závody. Nelze aplikovat na manuální opalování. Přenos vlivů prostředím: větší spotřeba energie, vznik odpadu (odfiltrovaný prach nebo shromažďovaný kal), odpad lze využít při recyklaci uvnitř téhož závodu. Motivace pro zavedení: prevence fungitivních emisí. 51

52 Uzavřený proces obrušování s čištěním odpadního plynu Prach, který vzniklý při procesu broušení se shromažďuje a odlučuje ve filtrech, obr. 2. Ruční broušení se provádí v kabinách, které jsou vybaveny záchytnými digestořemi. Broušení strojové se provádí v dokonale zvukotěsných prostorech. Shromážděný prach se recykluje v rámci integrovaného hutního podniku nebo se likviduje autorizovanými společnostmi. Obr. 2. Technologické schéma úpravárenského zařízení při operaci broušení Přínosy pro životní prostředí: nižší emise prachu, snížení hluku. Použitelnost: nové závody. Přenos vlivů prostředím: vyšší spotřeba energie, vznik odpadu (prach), odpad se zpracovává interní recyklací. Motivace pro zavedení: prevence fugitivních emisí. 2.2 Válcování bram klínového tvaru Namísto řezání plamenem jsou klínové bramy válcovány za speciálního nastavení válcovací stolice. Klín se buď eliminuje technologií úpravy hran (automatická kontrola šířky nebo lis na boční úpravy) nebo při ořezávání během následného stříhání horkých pásů. Přínosy pro životní prostředí: zabrání se vzniku emisí a odpadu, které se běžně tvoří při řezání plamenem. Použitelnost: nové závody i stávající závody v případě generální rekonstrukce Podélné dělení bram Aby se zlepšila produktivita odlévacího stroje, odlévají se často bramy v několikanásobné šířce. Před válcováním za tepla se podélně rozříznou pomocí řezacího zařízení, otočných kotoučů nebo řezacích hořáků buď provozovaných manuálně nebo na stroji. Tímto způsobem se předchází tvorbě klínových bram. Dosažené přínosy pro životní prostředí: předchází se vzniku emisí a odpadů při opravování klínů. Přenosy vlivů prostředím: dodatečná spotřeba energie. Motivace pro zavedení: Vyšší kapacita odlévacího stroje. 2.4 Rekuperace odpadního tepla Teplo obsažené v plynech, které opouštějí ohřívací pec, tvoří běžně hlavní energetické ztráty. Při volbě rekuperace tepla lze počítat se třemi základními zásadami: a) minimalizací energetické ztráty ve vypouštěných plynech, b) recyklací energie výstupního plynu zpět do pece, c) využitím energie výstupního plynu k dalším účelům. Energetické ztráty ve výstupním plynu lze minimalizovat tím, že se vytvoří značný teplotní gradient podél délky pece a odcházející plyn se vypouští na chladném konci a využije se rekuperace k ohřevu vsázky. Využití energie odcházejícího plynu mimo pec obvykle využívá pro výrobu páry, která se 52

53 může využít kdekoliv v závodě. Pod využíváním energie vypouštěného plynu v rámci pece se rozumí zejména tři systémy rekuperace tepla: regenerační hořáky, auto-rekuperační hořáky a rekuperátory. 2.5 Výběr paliva Integrovaný hutní podnik využívá běžně plyny z koksoven, vysokých pecí a kyslíkových konvertorů, někdy ve směsi se zemním plynem. Neodsířený koksárenský plyn a kapalné palivo s obsahem síry (LPG) a všech typů olejů (oddestilovaných i zbytkových) i emulsí jsou hlavním zdrojem emisí oxidu siřičitého. Pokud se vyžaduje odsíření, pak by se mělo realizovat u místa produkce plynu v příslušných závodech (např. u koksové baterie). Využívání kapalného paliva je někdy nutné k tomu, aby mohl provoz pokračovat během dočasného zastavení dodávky plynných paliv, což může být příčinou zvýšených emisí SO 2. Tam, kde je to možné, by se mělo maximální možnou měrou využívat těchto plynů, což snižuje využívání přírodních zdrojů. V závislosti na použitém palivu lze dosáhnout následujících hodnot SO 2 : zemní plyn < 100 mg/m 3 všechny ostatní plyny a směsi plynů < 400 mg/m 3 topný olej (< 1 % S) až 1700 mg/m Automatická regulace pece Pomocí procesního počítače se může optimalizovat proces ohřevu v souladu s jakostí materiálu a jeho rozměry. Parametry, jakým je podíl spalovacího vzduchu, se ve stejném časovém úseku regulují přesněji. Regulace tlaku v peci: Je-li tlak v peci nižší než tlak atmosférický, dostává se do komory přes otvory studený vzduch. Naopak, je-li tlak v peci tlak vyšší než atmosférický, tlačí se horké plyny ven týmiž otvory. S ohledem na energetickou efektivitu, ustálený provoz a jakost výrobku, se pece obvykle provozují pod slabým přetlakem k vnějšímu ovzduší. Regulace poměru palivo/vzduch: Regulace poměru vzduch/palivo je nutná, aby se řídila kvalita spalování, protože se zabezpečuje stabilita plamene a úplné spalování. Adjustace poměru vzduch/palivo co nejbližší stechiometrickému poměru vede v k vyšší efektivitě paliva a menším energetickým ztrátám v odcházejícím plynu. Měření koncentrace kyslíku v produktech spalování v peci lze využít jako signál pro seřízení regulačních systémů pro poměr paliva a vzduchu (regulace nastavení kyslíku). Přínosy pro životní prostředí: omezená spotřeba energie, omezení NO x. Použitelnost: nové i stávající pece pro kontinuální ohřev. Přenos vlivu prostředím: žádný negativní přenos vlivem tohoto postupu není znám. Regenerační hořáky Závod ve Velké Británii provozuje krokovou pec pro ohřev ocelových trubek různé velikosti (až do 200 mm v průměru a 15 m dlouhé ) od studených do 1050 o C zaměnil svůj ohřev za regenerační hořáky. Soustava 44 starých trysek, které spalovaly zemní plyn, byla nahrazena 12-ti páry regeneračních hořáků. V té že době byl modifikován profil klenby, aby se zlepšila regulace zóny a cirkulace horkého plynu. Výsledkem uspořádání závodu bylo snížení specifické energetické spotřeby z běžných 3,55 GJ/t na 1,7 GJ/t, což znamená 52 % úsporu použité ho paliva. Produktivita se zlepšila o 14 %. Doba návratnosti byla nižší než 3 roky. Provozovatel Rotherham Engineering Steel rekonstruoval jednu ze svých jednotek ohřívacích hlubinných pecí v roce 1987 dvěma palivovými regeneračními hořáky o nízkých NO x. Původní hlubinná pec ohřívala ingoty sochorové válcovny: jmenovité zatížení bylo okolo 100t při ohřevu až na 1300 o C. Okolo 80 % ohřívaného materiálu byla teplá vsázka okolo 750 oc, 20% se vsazovalo studených ze skladu (nemíchané vsázky teplého a studeného materiálu). Hlubinná pec se 53

54 ohřívala zemním plynem, nebo těž kým topným olejem, hlavním 6,5 MW hořákem v horní části jedné ze stěn na konci a přímo dole pak přídavnou jednotkou o 750 kw. Koncentrický trubkový rekuperátor poskytoval předehřátý vzduch pouze pro hlavní hořák. Ve srovnání s původním stavem se změnil pouze spalovací systém: struktura, tonáž vsázky a tepelné záměry zůstaly v podstatě stejné. Soustava dvou regeneračních hořáků se pak nainstalovala na obou koncích hlubinné pece. Dlouhodobé monitorování ukázalo energetickou úsporu 40 % při způsobu olejového vytápění. Krátkodobý monitoring pro vytápění olejem potvrdil stejné úspory. Náklady na modifikaci byly okolo Ł (včetně EUR pro vývoj hořáku na místě), což mělo za následek dobu návratnosti 2,4 roky (2,1 bez vývoje hořáku). Obr. 3. Schéma systému regeneračního hořáku Výhody a nevýhody Mohou vzniknout vyšší emise NOx ( obvyklá hodnota je 350 mg/nm 3 ), ale v kombinaci s nižší spotřebou energie a snížením průtokového objemu odpadního plynu je měrná hladina emisí NO x (gr.no x /t oceli) srovnatelná s hladinou měrné emise NO x dosažené u ostatních systémů. Nevýhodou regeneračních systémů je jejich citlivost na prach. Vytváří-li ohřívací proces podstatné množství prachu, propustnost keramické výplně v generátoru velmi rychle klesá a náplň se musí následně vyměnit. Tato položka se objevuje u ohřívacích pecí ocelárenského závodu jako minoritní problém. Regenerační hořáky jsou zpravidla větší než konvenční hořáky. Omezený prostor tedy může být překážkou pro jejich montáž u stávajících závodů. Až do dnešní doby nemohou být regenerační systémy použity pro klenbové hořáky. O regeneračním systému se může uvažovat u konstrukcí nových ohřívacích pecí v těch případech, kde s ohledem na uspořádání závodu musí být omezena délka ohřívací pece. V plynule pracujících pecích, které jsou vybaveny systémem centrální rekuperace se dosahuje podobné tepelné účinnosti prostřednictvím dlouhé neohřívané zóny, kde dochází k přenosu tepla odpadního plynu konvencí do studené vsázky. Může se dosáhnout 80 % tepelné účinnosti pece. Vyšší investiční náklady (regenerační systém, dražší hořáky) se mohou kompenzovat přínosy při zkrácení délky pece (nový závod) a vzrůstem účinnosti paliva. Motivace pro zavedení: zlepšená energetická účinnost a finanční výhoda. 54

55 Rekuperátor a rekuperační hořáky Obr. 4. Používané typy rekuperátorů Použitelnost: Nové závody, stávající závody v případě generální opravy (rekonstrukce). Přenosy vlivů prostředím: hladiny emisí NO x rostou se zvyšující se teplotou spalovacího vzduchu, snížená energetická spotřeba má pozitivní vliv na hladinu emisí SO 2 a CO 2. Zvýšený obsah kyslíku Ve spalovacím vzduchu se zvyšuje obsah kyslíku. Přínosy pro životní prostředí: snížená spotřeba energie, snížené množství emisí CO 2,CO a celkové emise NO x. Použitelnost: nové pece, stávající pece v případě generální opravy. Přenos vlivů prostředím: vyšší koncentrace emisí NO x, ačkoliv celkové emise jsou nižší, potenciální riziko bezpečnosti z využívání čistého kyslíku. Referenční závody: několik případů využití ( většinou pro korozivzdornou ocel). Přibližně 50 jednotek je v běžném provozu pro ohřev ocel (hlubinné pece, vozové pece, komorové pece, krokové pece, rotační nístějové pece, pece s válečkovou nístějí atd). Ekonomika: zvýšená produktivita, úspora paliva, nižší celkové emise NO x. Hořáky s nízkou produkcí NOx V současnosti jsou dostupné hořáky spojující charakteristiky návrhu hořáků o nízkých NO x a předehřevu vzduchu, např. regenerační hořáky o nízkých NO x. U hořáků o nízkých NO x je hladina NO x méně závislá na teplotě předehřáté ho vzduchu. Někdy hořáky o nízkých NO x nevykazují v průmyslové praxi lepší výkony, pokud jde o emise NO x. To ukazuje, že celkový výstup NO x je hodně ovlivňován dalšími parametry, jako je konstrukce pece, druh paliva, teplota ohřevu, provoz a údržba. Speciální péči je nutno věnovat provozním podmínkám a regulaci procesu. Ve srovnání s konvenčními hořáky se může získat až 30 % snížení hladiny emisí NO x. Běžná hodnota u zemního plynu je 300 mg NO x /Nm 3. Ve dvou případech využívajících konvertorový plyn a těžký olej se udávaly garantované emise 330 mg NO x /m 3 (suchý odpadní plyn při 5 % kyslíku). Obr. 5 Schéma hořáku s nízkými hodnotami NO x, s vnitřní recirkulací spalného plynu 55

56 Přínosy pro životní prostředí: snížení emisí NO x. Použitelnost: nové závody, stávající závody v případě generální opravy (omezení při náhradě stávajících hořáků může být dáno s ohledem na velikost). Stávající konvenční hořáky se mohou v zásadě předělat na hořáky s nízkými NO x první generace, právě změnou hořákové mezistěny a hořákového bloku. Přeměna na hořáky o nízkých NO x druhé generace je těžší a vyžaduje modifikaci pecní vyzdívky. Selektivní katalytická redukce (SCR) Sekundárním opatřením ke snížení emisí NO x je selektivní katalytická redukce. Proces selektivní katalytické redukce je nejvyvinutější a široce používanou metodou při odstraňování NO x z výstupních plynů. Proces zahrnuje redukci NO a NO 2 na N 2 čpavkem. Probíhající reakce: 4 NO + 4 NH 3 + O 2 4 N2 + 6 H 2 O 6 NO NH 3 7 N H 2 O Optimální teplota teplot pro tyto reakce je o C. Přínosy pro životní prostředí: snížení emisí NO x. Použitelnost: nové i stávající závody, za předpokladu, že požadavky na prostor pro doplňková zařízení nebudou problémem. Přenos vlivů prostředím: použití plynné ho čpavku (přeprava a skladování může být nebezpečné a předmětem přísných bezpečnostních opatření), rizika znečištění ovzduší následkem výronu čpavku, možný vzrůst spotřeby energie, možné zvýšení odpadů; vyčerpaný katalyzátor, který se může regenerovat zpracováním. Tento proud odpadů bude pravděpodobně minimální. Externí recirkulace spalných plynů (FGR) Recirkulace spalin je technikou pro omezení teplot vrcholu plamene. Recirkulování spalných plynů do spalovacího vzduchu sníží na % kyslík a sníží se teploty plamene a tedy i tvorba NO x. Snížení NO x dosažené pomocí recirkulace spalných plynů je znázorněno na obr. 5. Obr. 5. Vliv recirkulace spalin na emise NOx Přínosy pro životní prostředí: snížení emisí NO x. Použitelnost: nové i stávající pece, v praxi při modernizaci mohou nastat fyzické potíže při montáži pracovního potrubního vedení a problémy v přístupnosti. Přenosy prostředím: je možný vzrůst spotřeby paliva (pokud průtok odpadního plynu a teplota neovlivní recirkulaci spalných plynů, bude účinnost spalování a spotřeba paliva stejná, ale to předpokládá růst teploty předehřáté ho vzduchu. Provozní údaje: u ohřívače ocelových bram při spalování koksárenské ho plynu, při kapacitě nejméně 140 t/h, se sníží NO x o 51,4 %, 69,4 % a 79,8 % (proti základní úrovni 657 mg/m 3 ) při aplikaci 10%, 20% a 30 % recirkulace spalných plynů. 56

57 Kotle na odpadní teplo Kotle na odpadní teplo se mohou postavit mezi výstup z pece a kouřovod (snižuje efektivnost rekuperačního systému) nebo mezi rekuperátor a komín. V kotli na odpadní teplo se využívá obsahu tepla odpadního plynu k výrobě páry. Teplota odpadního plynu za kotlem na odpadní teplo se snižuje na 200 o C. Tvorba páry touto metodou tím pádem šetří výrobu energie jinde (např.v elektrárně nebo výtopně). Výsledkem může být dosažení výrazného snížení energie i emisí. Vyrobená pára se může použít v rámci válcovny pro ohřívací systémy nebo mimo válcovnu k výrobě elektrické energie v elektrárně a pro komunální tepelný systém na velkou vzdálenost. Obr. 6. Schéma kotle na odpadní teplo Přínosy pro životní prostředí: účinné využití energie, úspora přírodních zdrojů, protože se nespotřebovává pro výrobu páry žádné palivo, emise jsou nízké. Použitelnost: nové závody, stávající závody, za předpokladu, že je k dispozici potřebný prostor. Referenční závody: Voest Alpine (2 kotle), Svenskt Stal AB. Provozní údaje a ekonomika: teplota páry: 320 o C tlak páry: 18 barů teplota odpadního plynu za kotlem na teplou vodu 200 o C rekuperace energie: 0,17 GJ/t (12 % spotřeby paliva) investiční náklady: 4,5 mil. Euro/kotel (65 t/h) Kotle odpadního tepla mají zanedbatelný efekt, jsou-li spojeny s rekuperátory nebo se systémy regenerace. Snížení energie, vyjádřené v procentech je přímo úměrné snížení emisí SO 2, CO a CO 2. Montáž kotle na odpadní teplo je významná pouze tehdy, když existuje zvláštní požadavek na páru pro nějakého uživatele. Od stavby kotle na odpadní teplo se může očekávat pouze okrajový efekt, pokud je spojen s efektivní rekuperací odpadního tepla při využití rekuperátorů nebo regeneračního systému a s náležitou konstrukcí pece. Motivace pro zavedení: snížená spotřeba energie, finanční výhoda. Využítí optimalizovaných ližin pro redukci kluzných stop Bramy ohřívané v narážecí peci se pohybují po vodou chlazených ližinách, které způsobují místní podchlazení (kluzné stopy) na spodní straně bram a musí se odstranit během uložení v hlubinné peci, aby se zabránilo odlišnostem v tloušťce konečného produktu. Doba ohřevu se může snížit, pokud se kluzná stopa ohřeje pomocí vhodných metod, např. místním indukčním ohřevem (zařízení pro vyrovnání kluzných stop). Ztráty s ohledem na chladící systém a stěnu nístěje jsou většinou v daném čase stálé, bez ohledu na to, zda se pec provozuje při plné nebo částečné vsázce. 57

58 U moderních krokových pecí nejsou materiály podkládající ližiny uloženy přímo po celé délce pece. Poslední úsek ližin poblíž výstupní strany pece se posouvá s přesahem vhodným pro distribuování, aby se zmenšily stopy skluzu. Provozní údaje: uvádí se snížení energetické spotřeby při zmenšeném posunu ližin, vyrovnávání kluzných stop nebo použití kluzných jezdců pece o 1 % při snížení emisí NO x rovněž o 1 %. Přínosy pro životní prostředí: omezení doby prohřátí v nístěji a následně doby prosazení má za následek ú spory energie. Chlazení pecních ližin odparem Energetické ztráty při chlazení ližin se mohou využít při výrobě páry. Do ohřívacích pecí se může nainstalovat uzavřený, nucený chladící okruh, který cirkuluje směsí asi 95 % vody a 5% nasycené páry. Vyrobená pára při chlazení podpěrných nosníků ližin vsázky pro válcování se odsává z okruhu a dodává dalším spotřebitelům pro další využití. Obr. 7 Schéma odparného chlazení pecních ližin Přínosy pro životní prostředí: efektivní využití energie, úspory přírodních zdrojů, protože se nespotřebovává žádné palivo pro další etapy výroby páry, snižují se emise. Použitelnost: pro nové i stávající provozy, je významné pouze tehdy, když existuje zvláštní potřeba páry. Provozní údaje a ekonomika: průměrný provozní tlak v kotli: 23 barů průměrná teplota chladící vody: 222 o C (při 23 barech) výroba možné páry pro turbinu: t/h (podle stavu žáruvzdorné ho materiálu a pracovních podmínek pece) kapacita generátoru: 4,16 MW výroba páry (studená vsázka): 18 t/h výroba páry (teplá vsázka): 22 t/h Využívá se pro pec s roční kapacitou 1,5 Mt, vytápěná zemním plynem se standardními hořáky a bez předehřevu vzduchu. Investiční náklady mohou být ovlivněny místem (příslušné komory, uspořádání stávající pece, počet hořáků ve stěnách a ve dně). 1. Odparné chlazení pecních ližin má zanedbatelný efekt, když se spojí s rekuperátory nebo se systémy regenerace. 2. Snížení energie v % má úměrný efekt na snížení emisí SO 2, CO a CO 2. Odparného chlazení pecních ližin, lze očekávat pouze okrajový efekt, je-li v kombinaci s dobrou izolací posuvného zařízení. Předehřev vsázky Teplo odpadního plynu z ohřívací pece se může využít k předehřevu vsázky při vhánění horkého odpadního plynu shora i zdola na bramy. Dokonce za regeneračními hořáky a kotli na 58

59 odpadní teplo může mít odpadní plyn dost energie, aby zahřál bramy až na 400 o C. Obr. 8 ukazuje příklad vyhřívání bram instalované protiproudně v narážecí ohřívací peci. Obr. 8 : Princip předehřevu bram odpadním plynem Cíl přednášky a shrnutí pojmů Uvedené technologie a zařízení umožňují snížit energie na zpracování tvářených výrobků a jsou provázeny i snížením emisí do okolního prostředí. V přednášce jsou prezentovány rozdílné druhy informací (statistické údaje), popis výrobních technologií, informace o určitých opatřeních na ochranu životního prostředí včetně případových studií a údaje o emisích a spotřebách. Otázky k probranému učivu 1. Jaké znáte metody tzv. vedoucí k úsporám energie při zpracování kovů a slitin tvářením? Úlohy k řešení. 1. Nakreslete schéma regeneračního hořáku. Literatura k dalšímu studiu 3. New special steel rolling mill with the latest technology at FuJian WuHang. News SMS Meer HONJO, H. Rolling technology for thin steel strip in hot strip mill train. Engineering Reviev, 2009, Vol. 42, No.1, pp GINZBURG, V.G. Steel-Rolling Technology: Theory and Practice. Marcel Dekker, 1989, 791 s. 59

60 10. Radiální kování Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: Popsat technologie tváření na radiálních kovacích strojích, určit výhody a nevýhody jejich použití v průmyslové praxi. Výklad ÚVOD Princip kování na radiálních kovacích strojích byl již v literatuře dostatečně popsán a proto uvádím jen několik základních informaci. V kovací skříni pracuji v rovině kolmé na podélnou osu výkovku čtyři symetricky umístěné mechanicky hnané kulisy (obr. 1) nesoucí samostatná kovadla. Zdvih kulisy je konstantní. Obr. 1 Pohon prodlužovacího stroje Úběr a tím kovaný rozměr, na každý průchod je možno nastavovat pomoci excentrů a to každý protilehlý pár kovadel zvlášť nebo i současně. Tento systém umožňuje u modernějších typu SX 90 resp. SX 16 kovat nejen ocel kruhovou, ale i čtvercovou a plochou resp. šestihrannou. Po obou stranách kovacího stroje se pohybují manipulátory, které řídí i rychlost posuvu a tím i velikostí úběru i velikost záběru pracovní části kovadla. Při kování tyčí kruhových průřezů se čelisti manipulátorů pootáčejí kovaným kusem. Při kování plochých, čtvercových nebo šestihranných tyči jsou čelisti manipulátorů zafixovány ve stálé poloze. Kovadel je několik druhů. Kovadla univerzální slouží pro kování kruhových i pravoúhlých průřezů, a kovadla speciální zvlášť pro kruhové nebo obdélníkové průřezy (obr. 2). Obr. 2 Tvar kovadel pro kování tyčí kruhového, čtvercového a plochého průřezu Deformační rychlost lze srovnat s deformační rychlosti dosahovanou u hydraulických kovacích lisů. To je velmi výhodné při kování vysokolegovaných materiálů, u kterých se zvyšující se rychlostí deformací roste výrazně deformační odpor a klesá tvařitelnost. 60

61 2. Výkony a produktivita práce Nasazení radiálních kovacích strojů zvyšuje i objem výroby. Zvýšení produktivity práce je v tomto případě prakticky úměrné zvýšení výkonů u jednotlivých strojů. 3. Úspora kovu Převedením výroby na kovací stroje došlo vlivem již popsaných deformačních podmínek ke snížení spotřeby vsázky, lepšímu využití nasazeného ingotu resp.polotovaru. Při primárním tváření ingotu na SX90S vlivem působeni čtyř kovadel je vyloučeno vnitřní doplňkové tahové pnuti " v příčném směru kovaného kusu. Stejně tak tento způsob kování prakticky zamezuje vznik podélných, resp. příčných povrchových vad. Existující vnitřní podélná tahová pnuti lze regulovat velikostí úběru, rychlosti posuvu v závislosti na teplotě tvářeného kusu. Tedy při kováni ingotu se nutný odpad skládá z hlavy ingotu, která se u používaných ingotů pohybuje v rozsahu %, nutného odřezu od půdy cca 2,5 %, a ztráty kovu při ohřevu. Vzhledem k jednožárové výrobě je toto v rozmezí 2 3 %. Při kování tyčové oceli z polotovaru se ztráta kovu redukuje pouze na ztrátu z opalu a dále na zařezání konců při finální expedici. Pro porovnání uvádíme skutečně dosahované předváhy při stejném, resp. podobném sortimentu výroby za rok 2005 z ingotu na hotové zboží. Jakostní výsledky po zkoušce ultrazvukem, toleranci, resp.hodnoceni mikrostruktury budou popsány dále. Při kováni tyčové oceli kruhového průřezu se kove stále systémem kruh - kruh. Stejné tak je kován polotovar se zaoblenými hranami s tím, že poslední úběr je kován se zastavenou rotaci kovacích hlav. Při kováni ostrohranné tyčové oceli (čtverec, obdélník) je tato kována na speciálních kovadlech bez rotace se zafixovanou polohou kovacích hlav. Pro tento sortiment je výhodné použit kruhovou resp. 8hr vsázku. Systém kováni kruh-kvadrát-8hr-kruh je možno provádět na tzv.univerzálních kovadlech. Deformační podmínky jsou příznivější, ovšem vzhledem ke zvýšeni počtu průchodů dojde ke sníženi výkonu stroje. 4. Spotřeba energie V závislosti na velikostí deformačního odporu dochází při každém průchodu výkovků pásmem deformace k zvýšení jeho teploty deformačním teplem. Ztráta teploty sáláním a nárůst deformačním teplem se vzájemně přibližně vyrovnávají. To umožňuje kovat na kovacích strojích i těžkotvařitelné ocele a slitiny s velmi úzkým rozmezím kovacích teplot v jednom žáru i při stupni prokování až 8. U podobných druhů oceli nebo slitin a při stejném stupni prokování je nutné u lisů počítat s nejméně pěti příhřevy. Kromě značné úspory tepla při kování na kovacím stroji se dosáhne i rovnoměrné struktury po celé délce kované tyče. Teplotu kovaného kusu lze v průběhu kování regulovat rychlosti posuvu nebo velikostí úběru. Kromě úspory plynu pro ohřev se projeví i úspora energie pro pohon strojů a pomocných agregátů. 5. Jakost výroby Stejně jako u produktivity práce, lze u jakosti hovořit o změně skokem. Týká se to jak kvality povrchu, tak i vnitřní jakosti, homogenity a strukturních vlastnosti. Vznik povrchových vad během kování je prakticky vyloučen. Je to dáno především odstraněním vzniku tahových pnutí na tvářeném povrchu. Rozdíl mezi klasickým kováním ve dvou kovadlech a rotačním kováním ve čtyřech kovátkách zobrazuji názorně obrázky 3. a) b) 61

62 b) d) Obr. 3 Kování plných a dutých tvarů na lise (a,b) a na kovacím stroji (c,d) Výhoda kování např. tyčí pravoúhlých průřezů na lisech a radiálních kovacích strojích je zřejmá vzhledem k příznivému účinku stavu napjatosti, a dosažení dokonalé geometrie tvaru, nejčastěji kruhového, popřípadě kvadratického či plochého průřezu, tak i pro dosažení mimořádné přesnosti je zřejmé z obr. 4. a) b) Obr. 4 Schéma kování tyčí na hydraulických lisech (a), a na radiálních kovacích strojích (b) Ze schématu mechanismu kovacího stroje na obrázku 4 je zřejmé, že předpoklady k mimořádné rozměrové přesnosti jsou dány mechanickou vazbou klikového mechanismu. Pro ilustraci jsou dosahovány následující tolerance rozměrů, odpovídající DIN 7527 : pro průměr 35 mm pro průměr100 mm pro průměr 200 mm +/-0,7 mm +/-1,3 mm +/-2, 2 mm Vnitřní jakost z hlediska celistvosti je u obtížně tvařitelných oceli a slitin často rozhodujícím parametrem. Celá produkce je podrobena ultrazvukové kontrole podle normy SEP 1921/89 stup.přesnosti 2C resp.2d. Výpadek z titulu vnitřních necelistvosti u některých značek je následující: Nástrojové ledeburitické 12 %Cr 0,5 až 0,1 % nástrojové Cr-Mo-V 0,2 až 1 % rychlořezné 1 až 1,5 %. Není třeba zdůrazňovat, že dalším důležitým předpokladem při dosažení těchto výsledků je dokonale zvládnutá technologie ohřevu. Schématické znázornění průniku deformace při kování na radiálních kovacích strojích je uveden na obr. 5. Obr. 5 Průnik deformace při kování na radiálních kovacích strojích (RKS) 62

63 Požadavky na definovanou mikrostrukturu jsou na současném trhu již zcela běžné. Obvykle se požaduje jemnozrnná struktura. Vývoj struktury oceli C 45 po kování na RKS je na obr. 6, změna průřezu kruhové tyče na obr. 7. x100 x100 Obr. 6 Vývoj struktury oceli C 45 po kování na RKS 150 mm 120 mm Obr. 7 Vliv stupně prokování na strukturu v ose kované tyče (kováno na RKS) Radiální kovací stroje umožňují ve spojeni s řízeným vychlazováním po kování a speciálními postupy tepelného zpracování dosahovat přijatelné reprodukce těchto vlastnosti. Současně umožňují dosaženi vysoké rovnoměrnosti jakostních parametrů po celé délce kovaných tyči. 8.Kovací stroje EUMUCO a SXL 40 Při kování polotovarů a tyčové oceli se v poslední době výrazně uplatňuje ve světovém měřítku přesun výroby z bucharů na kovací stroje. Hlavními důvody jsou zintenzívnění výroby a zlepšeni pracovního prostředí, společně s prodlužováním produktivního věku pracovníků v kovárnách. Z těchto důvodů se pořizují do volných kováren kovací stroje od firmy GFM a EUMUCO. 63

64 Obr. 8 Kovací stroj fa EUMUCO Snímek pracovního prostoru stroje EUMUCO je na obr. 8. Stroj byl pořízen pro kování nástrojových ocelí. Vlastní stroj stojí v nově vybudované hale, ohřívací pece jsou umístěny v přilehlé sousední lodi. Ohřátý materiál se přisunuje klešťovým automanipulátorem až na válečkový dopravník u kovacího stroje, z kterého jej drapákové překlápěcí zařízení vkládá do hlavy manipulátoru. Vykovaný polotovar nebo tyč se vyjímá obdobným způsobem zpět na válečkový dopravník, po němž se materiál dopraví k okružní pile, kde se za tepla dělí na požadované délky. Vychlazuje se pod úrovní podlahy, kam lze též vložit jeřábem vychlazovací bednu. Do pecního hospodářství kovacího stroje EUMUCO patři průběžná pec a dvoukomorová pec s pevnou nístěji, obr. 9. Obr. 9 Schéma kovárny s radiálním kovacím strojem 2 příprava vsázky, 3 ohřívací pec, 4 doprava ohřátých polotovarů ke kovacímu stroji, 5 - manipulátory, 6 radiální kovací stroj, 7 dělení vykovaných tyčí za tepla Průběžná pec je vytápěná zemním plynem a slouží k plynulému ohřevu vsázkového materiálu na kovací teplotu. Je osazena 15 hořáky s velkou výtokovou rychlostí, které tvoří tři ohřívací pásma: předehřívací, ohřívací a vyrovnávací. Celková doba ohřevu je 8 až 11 hodin v závislosti na druhu a velikostí ohřívané vsázky. Pomocným ohřívacím, popř. předehřívacím zařízením je dvoukomorová 64

65 pec. V každé komoře je samostatný teplotní režim ohřevu, zajišťovaný čtyřmi hořáky zabudovanými v zadní stěně a odtahy u prahu pece. 9. Technologie kování Jako vsázky ke kování na stroji SXL40 se používá ingotů a kovaných nebo válcovaných polotovarů. Nejmenší ingot pro kování je kruhový ingot o hmotnosti 400 kg. Hmotnost největšího ingotu dosahuje max. 800 kg. Větší ingoty se mohou zpracovávat jen ve tvaru osmihranného předkovaného polotovaru o max. rozměru 340 mm. Na stroji je možno s úspěchem kovat kruhovou tyčovou ocel a polotovar pro další zpracování v kovárnách a válcovnách ve všech značkách a slitinách, které jsou ve výrobním programu. Nutno však zdůraznit, že převažují rychlořezné, nástrojové a antikorozní ocele. Maximální užívané úběry při kování jsou kolem 40 mm, hladící 5 až 10 mm. při zvláště špatné nebo obtížné tvařitelnosti se snižují na polovinu. Pro kování čtvercových a plochých tyčí se používá počátečního úběru 25 mm a postupně se zmenšuje vzhledem ke chladnutí a rostoucímu přetvárnému odporu materiálu.vnitřní jakost výkovků je trvale kontrolována ultrazvukovými zkouškami a dalšími metodami pro vyhodnocování jakosti kovaného zboží. Hlavní částí kovacího stroje je kovací skříň spojená s převodovou skříní a vedením kovadel. Kovací skříň je masivní ocelový odlitek, nesoucí čtyři přestavitelná tělesa s excentrickými hřídeli a ojnicemi (obr. 10). Obr. 10 Celkový pohled na kovací stroj SXL 40 Pohon excentrických hřídelí má mechanické převody a diskové spojky. Kovadla jsou shodně tvarovaná a symetricky umístěná k ose kovaného kusu. Tímto způsobem se zabrání volnému tečeni materiálu a jeho směr je pouze v podélné ose. Tělesa, v kterých jsou uloženy excentrické hřídele, jsou přestavitelná, což umožňuje seřizovat kovadla na požadovaný kovaný rozměr. Při kováni kruhového nebo čtvercového průřezu se seřizují všechna kovadla současně, při kování plochého průřezu se seřizuje každý pár zvlášť. Kovací skříň jako kompaktní celek má při kování velmi malou deformaci. Dosahované rozměrové úchylky jsou dobré a činí přibližně polovinu přípustných úchylek pro kované 65

66 zboží v přesném provedení podle normy DIN. Počet úderů kovadel je mnohem vyšší ve srovnání s buchary a lisy běžné konstrukce, a to 270 úderů za minutu, při kovací síle kn pro každý nástroj. Vysoký počet úderů má přímý vliv na tvářecí rychlost a na hodinový výkon stroje ve srovnání s konvenčními metodami kování. Stroj je před případným přetížením jištěn: a) hydraulickou ochranou zabudovanou v seřizování kovadel, b) reléovou ochranou, která kontroluje příkon a v případě přetížení dá impuls k samočinnému rozevření kovadel a zastavení manipulátoru. Manipulátory kovacího stroje jsou uloženy v ose na ložích z obou stran kovací skříně (obr. 10). Jsou vybaveny upínacími čelistmi, s možností uchopit v páru, aby se mohl kovat kruhový, čtvercový, ale i jiný průřez. Rotační pohyb manipulátorových hlav během kování kruhových průřezů probíhá přerušovaně, v závislosti na cyklu pohybu kovadel. Znamená to, že rotační pohyb se zastavuje v časových intervalech, při nichž kovadla tváří kovaný kus. Tím se zamezuje zkrucování materiálu při kování menších rozměrů. Hlavy se nastavují do potřebné polohy od pultu řidiče kovacího stroje jak pro kování pravoúhlých průřezů, tak i pro případné srážení hran během kování. Kovací stroj SXL 40 se může řídit ručně nebo poloautomaticky, přičemž řízení vyhovuje optimálním podmínkám. Při kování se často vyskytují proměnlivé délky osázených kusů a podle toho se musí nastavit doraz pro automatické odebírání nebo se musí použít čistě ručního upínání do hlav manipulátorů. Posuv manipulátorů se řídí ručně podle přetvárného odporu materiálu. Kované rozměry je možné nastavit ručně nebo předvolbou na desetinných spínačích. Poruchovost uvedených funkcí stroje během provozu je minimální. Při popisu kovacího stroje je nutné se zmínit se o kovacím nářadí - kovadlech. Přesun kování z bucharů na kovací stroje má za následek i několikrát vyšší namáhání kovadel, která za časovou jednotku musí zpracovat materiál, který se dříve tvářel na několika párech kovadel bucharů. Přestože je styk kovaného kusu s nástrojem velmi krátký, ohřívají se pracovní plochy kovadla až na 800 C. Tato vysoká teplota je pro mnoho značek nástrojových ocelí vyšší než je jejich dokovací teplota, a tím nastává vlivem tepelného a mechanického namáhání deformace tvářecích ploch kovadel. Aby nástroje dosahovaly přijatelné životnosti, vyrábějí se kovadla pro kovací stroj z žáropevných slitin na bázi niklu nebo z nástrojové oceli s pracovními plochami navařenými v tloušťce 20 až 30 mm žáropevnou slitinou. Na radiálních kovacích strojích se používají tři tvary kovadel, obr. 11. Obr. 11 Tvar kovadel používaných na radiálních kovacích strojích pro kování tyčí: a) kruhových průřezů, b) čtvercových průřezů c) obdélníkových průřezů Je přitom lhostejné, zda výchozí polotovar má kruhový, čtvercový nebo osmihranný průřez. Obr. 11 zobrazuje univerzální kovadla, vhodná pro kování kruhových, čtvercových a plochých průřezů, při poměru tloušťky k šířce 1:3. Hloubka průniku deformace do osy prodlužované tyče závisí na úhlu sklonu pracovní části kovadel, obr. 12. Výroba kovadel i jejich opravy jsou technologicky náročné a nákladné. Tvary výkovků kovaných na radiálních kovacích strojích jsou uvedeny na obr

67 Obr. 12 Závislost průniku deformace na úhlu pracovních částí kovadel Obr. 13 Základní tvary kovaných tyčí na radiálních kovacích strojích Shrnutí pojmů a závěry kapitoly Zavedení kovacích strojů je velkým přínosem jak pro zlepšení pracovního prostředí a pracovních podmínek, tak i pro zvýšení kapacity, nutné k zajištění výroby kovaného zboží pro vnitřní i zahraniční trhy. Rovněž po jakostní stránce se dosahuje velmi dobrých výsledků. Na další řešení čekají: výroba kovacího nářadí a jeho životnost, zajištění dostatečného počtu kvalitních a zkušených opravářů. Splněním těchto úkolů se zajisti plynulý a dobrý provoz kovacího stroje a investice do něho vložené se vyplatí tím, že se významně zvýší výkon kovárny. Otázky k probranému učivu 1. Jak se změní struktura deformovaných kovů při kování na rotačních prodlužovacích strojích? Úlohy k řešení 2. Vypočítejte stupeň prokování na prodlužovacích strojích. Literatura k dalšímu studiu 1.ZHOU, X., LIU, X., XING, J. Forging penetration efficiency of steel H13 stepped shaft radial forging with GFM forging machine. Shanghai Jiatong University (Sci.), 2012, vol. 17, iss. 3, p GREGER, M., KADĚRA, J. Development of structure of the steel EN X160CrMoV12 1 at forging on radial forging machinec and on hydraulic presses. Hutnické listy, 2012, vol. 65, no. 6, p

68 11. Válcování kroužků Čas ke studiu: 90 minut Cíl Po prostudování tohoto odstavce budete umět: Definovat požadavky na vlastnosti a popsat progresivní technologie výroby kroužků. Navrhnou technologický postup výroby kroužku sdruženými technologiemi kováním a válcováním. Vypočítat deformační síly a velikosti deformace při válcování kroužků. Výklad 1. Úvod Pomocí teorie válcování lze popsat i případ válcování kroužků. Nestejná velikost válců vede k nesymetrickému pásmu deformace a z toho vyplývá několik zvláštností tohoto procesu. Válcovačky umožňují válcovat hladké i profilované kroužky. Při válcování profilovaných kroužků je nutné tvarovat předkovek, a to volným kováním, nebo kováním v zápustce. Válcovačky jsou součástí celé linky která je tvořena minimálně předkovacím strojem a válcovačkou s příslušným ohřívacím a manipulačním zařízením. Válcování nejčastěji probíhá na radiálně-axiální válcovačce, která je univerzálnější a rovněž je technologicky náročnější. Obzvláště válcování kroužků velké výšky a malé tloušťky stěny (obr. 1) a malé výšky a velké tloušťky stěny činí potíže. Obr. 1 Válcování kroužků ze slitiny TiAlV Kroužky a prstence různého průměru a profilu patří mezi často požadované výkovky. Pozornost se věnuje jejich přesnosti a produktivitě při jejich výrobě. Nejlepších výsledků se dosahuje při užití rozválcování prováděném na strojích označovaných jako rozválcovačky. Kroužek se deformuje jedním nebo dvěma páry válců obr. 2. Vnitřní válec, často označovaný jako trn, má vždy menší průměr než vnější válec, nazývaný též jako hlavní válec. Vnitřní válec musí mít vždy menší průměr než je průměr otvoru v nejmenším předkovku. Tento proces se označuje jako rotační válcování nebo rozválcování na rozdíl od běžného podélného válcování, kterým se zpracovává většina vyrobené oceli. 68

69 Obr. 2 Princip válcování kroužků Válcují se kroužky o průměru od 50 mm do mm, výjimečně i větší, v hmotnostním rozsahu 1 až kg. U nás převažují hladké kroužky a obruče, ve světě se však válcuje i značné množství nejrůznějších profilovaných kroužků. 2. Hlavní parametry válcování kroužků Válce pro radiální úběr nemají stejný průměr (vnitřní válec je vždy menší), což vyžaduje provést určité úpravy vztahů známých z teorie podélného válcování. Následkem nestejných průměrů jsou úběry z vnější strany Δs e a z vnitřní strany Δs i rozdílné, jak je zřejmé z obr 3. Přitom pro celkový úběr Δs platí: (1) s s e s i Vstupní tloušťka kroužku se označuje s o vstupní výška kroužku h o, rozměry po válcování se označují jako s 1 a h l. (Při podélném válcování se tloušťka označuje h a šířka jako b). Rovněž tak délka pásma deformace l d je pro vnější a vnitřní válec rozdílná l 2 l 2 R i (2) de R e e kde R e a R i jsou poloměry vnějšího a vnitřního válce. di Tato nesouměrnost pásma deformace ovlivňuje výslednou geometrii vyválcovaného kroužku, a to do značné míry negativně. Válcovací síla F je dána obecným vzorcem: F Q S (3) v p f kde σ p je střední přirozený deformační odpor, Q f je tvářecí faktor, S je kontaktní plocha (rozdílná pro vnitřní a vnější válec) i 69

70 Obr. 3 Pásmo deformace při válcování kroužků na válcích rozdílného průměru a) délka kontaktního oblouku vzhledem k tloušťce je malá, b) délka kontaktního oblouku vzhledem k tloušťce je velká Tvářecí faktor Q f má při poměrně malé délce záběru hodnotu přibližně rovnou jedné. V místech přiléhajících k povrchu válců jsou oblasti ztížené deformace. K nim přiléhají oblasti výrazných smykových deformací, v nichž probíhá nejintenzivnější deformace. Při poměrně malých úběrech je ve středu tloušťky oblast smíšených napětí, v radiálním směru působí tlaková napětí, v ostatních dvou směrech tahová. Pokud je kontaktní délka nástrojů vzhledem k tloušťce tvářeného polotovaru malá, oblast ztížené deformace zabírá celou délku oblouku. V tomto případě ji nazýváme pásmem přilnutí. Pro válcování kroužků je typický právě tento případ. Pokud je kontaktní délka nástrojů vzhledem k tloušťce tvářeného polotovaru velká, oblast ztížené deformace zabírá jen určitou část záběrového oblouku. Na vstupní straně je pásmo zpoždění, tvářený materiál se pohybuje menší rychlostí, než je obvodová rychlost válců. Na výstupní straně je pásmo předstihu, kde se tvářený materiál pohybuje rychleji, než je obvodová rychlost válců. V tomto případě v ose provalku nepůsobí ve vodorovném směru tahová pnutí, oblast smíšených napětí se objevuje pouze na okraji. Na vnější a vnitřní válec musí působit stejné síly, tzn., že platí rovnost sil: Q l h Q l h (4) pe f de pi f di kde h je výška kroužku. Pro výpočet deformačního odporu lze použít vztah: po e m m m T 2 se m m T 2 s i m 3h 2 sere poe 1 3 h 2 sir (5) i s s kde σ o, m 1, m 2, m 3 jsou materiálové konstanty, T je teplota, je rychlost deformace. Po úpravě dostaneme D D i e s s e 1 2n i (6) kde místo konstanty m 2 byl použit exponent zpevnění n a D i a D e, jsou průměry vnitřního a vnějšího kroužku. 70

71 Např.: válcuje se kroužek z oceli na válcovačce, kde vnitřní válec má průměr 200 mm a vnější válec má průměr 500 mm. Daná ocel má exponent zpevnění n = 0,205. Jestliže je za jednu otáčku celkový úběr Δs = 2 mm, pak podle rovnice (6) je vnitřní úběr Δs i =1,3 mm a vnější úběr Δs e = 0,7 mm. Pokud jde o délku pásma deformace neboli o délku záběrového oblouku, pak podle rovnice (2) pro tento příklad vychází l di = 18,7 mm a l de =16,1 mm. Úběr na vnitřní straně je tedy výrazně větší než úběr z vnější strany. Následkem toho se více prodlužují vlákna na vnitřním povrchu kroužku, což se projevuje tím, že se kroužek v pásmu deformace narovnává, jak je vidět na obr. 4. Obr. 4. Geometrické poměry při válcování kroužku Při větším úběru je ovalizace výraznější, při menších úběrech je narovnávání v pásmu deformace menší. V praxi se geometrie reguluje pomocí přítlačných kladek, někdy též nazývanými přítlačné válce, a vhodným režimem úběrů, jak bude uvedeno dále. Další důležitou veličinou při válcování je záběrový úhel. Při rotačním válcování kroužků je opět dvojí: vnější e a vnitřní jak je označeno na obr. 4. Podmínkou záběru je, obdobně jako při podélném válcování, splnění jednoho ze vztahu: tg a c e f c tg i f (7) kde f je koeficient tření mezi tvářeným materiálem a válcem. Pokud je poháněn pouze vnější válec, což platí pro většinu rozválcovaček, je třeba, aby byla splněna první z těchto podmínek. Při válcování kroužků jsou úběry za jednu otáčku (jeden průchod) poměrně malé, je tedy malý i záběrový úhel. Na druhé straně se může stát, že se válcovaný kroužek posune, tím se změní geometrické podmínky a dojde '' k prokluzu. Radiálně-axiální válcovačka má í válce pro redukci výšky, kroužku, jak je ukázáno na obr. 5. Válce pro axiální úběr musí mít kuželový tvar a jejich osa musí protínat osu válcovaného kroužku v rovině příslušného čela, aby nedocházelo k nežádoucímu prokluzu. Z tohoto důvodu se musí kuželové válce přesunovat od středu válcovaného kroužku současně s tím, jak narůstá jeho průměr. Zpravidla však nelze zajistit dodržení této podmínky v celém rozsahu válcovaných průměrů. Obr. 5. Schéma válcování na radiálně-axiální válcovačce Kontaktní plocha kuželových válců s tvářeným kroužkem má přibližně lichoběžníkový tvar, délka pásma deformace je tedy proměnlivá. Dalším jevem, který vzniká při válcování, je šíření. Pokud se válcuje na hladkých válcích, vznikající šíření se označuje jako volné. Při válcování v kalibrech může v závislosti na tvaru kalibru docházet k omezenému nebo vynucenému šíření. Volné šíření b se počítá podle jednoduchého vzorce: 71

72 b s 6 R s o (8) R, 5 kde za hodnotu R se dosazuje střední hodnota poloměru válců: R e R i 0 (9) Pro válcování kroužků na hladkých válcích je typické, že se pracuje s malými úběry za jednu otáčku (na radiálních i axiálních válcích), pak vzniká po výšce kroužku dvojitá soudkovitost. Kroužky složitějšího průřezu se obvykle válcují v kalibrech a v tomto případě se může uplatňovat omezené i vynucené : šíření. Na radiální válcovačce se i kroužky jednoduchého průřezu válcují v kalibrech. Dvojitá soudkovitost, která vzniká při malých úběrech, se zde kombinuje s omezeným šířením, čímž vznikají na povrchu prohlubně (žlábky). Na radiálně-axiální válcovačce se jednoduché tvary válcují na hladkých válcích, dvojitá soudkovitost vznikající mezi jedním párem válců může být eliminována druhým párem válců. U tohoto typu jsou tedy lepší podmínky pro dosažení přesného tvaru. Ovšem i zde, pokud nejsou úběry dostatečné, se může objevit dvojitá soudkovitost. Při válcování složitějších profilů platí stejné zásady jako při podélném válcování v kalibrech. Může docházet k nezaplnění i k přeplnění kalibru, mohou vznikat přeložky. 2.1 Válcované tvary Rozválcováním se vyrábí velmi široká škála součástek tvaru kroužků, a to jak hladkých, tak tvarovaných. Kroužky mohou být tvarované na vnějším nebo vnitřním povrchu. Kroužky tvarované na čelech se běžně válcují pouze na axiálních či orbitálních válcovačkách. Podle použití jde o tyto skupiny: 1) Kroužky pro valivá ložiska téměř všech průměrů. Válcují se jak hladké, tak i s předválcovanými drážkami. 2) Obruče na kola kolejových vozidel, především vagonů, tramvají, jeřábů apod. Obruče vagonů mají šikmou pojezdovou plochu a jeden nákolek, obruče pro jeřábová kola mají rovnou pojezdovou plochu a dva nákolky (obr. 9). 3) Polotovary pro výrobu ozubených věnců a rotačních hnacích součástí. 4) Příruby, výztužné kroužky, opěrné prstence a další díly pro potrubí a zásobníky. 5) Polotovary pro řetězová kola a vodicí bandáže pro řetězem tažená vozidla. 6) Prstencové součástky pro letecký a kosmický průmysl. 7) Prstencové součástky pro těžbu ropy z mořského dna. 8) Polotovary pro zápustkové kování. 9) Ozubené věnce (včetně naválcovaných zubů). Pokud jde o hladké součástky, které nevyžadují zvláštní kalibraci válců, je při válcování ekonomická výroba i malých sérií, která hraničí s kusovou výrobou. Obzvlášť radiálně-axiální válcovačku lze z tohoto hlediska považovat za univerzální stroj, poněvadž k válcování hladkých prstenců není nutné mít kalibrované válce. 72

73 Obr. 9 Válcování železničních obručí Kromě různých druhů ocelí se válcuje mnoho slitin včetně slitin hliníku a titanu, dále měd' a její slitiny a též těžce tvařitelné slitiny na bázi niklu nebo kobaltu. Největší průměr válcovaných kroužků je omezen přepravními možnostmi. Pohybuje se okolo tří metrů při přepravě po železnici a po silnici a dosahuje až deseti metrů při vodní přepravě. Výška válcovaných prstenců závisí na způsobu uložení válců pro radiální úběr. Při letmém uložení je poměrně malá, při podepření obou čepů válců pro radiální úběr může být výška válcovaného kroužku i vyšší než mm. 2.2 Typy válcovaček Existuje řada typů a variant válcovaček. Lze je třídit z několika hledisek Podle způsobu tváření je lze dělit na: a) radiální b) radiálně-axiální c) axiální (orbitální). Radiální válcovačky jsou nejjednodušší, vyžadují však válcování v uzavřených kalibrech. Radiálněaxiální válcovačky mohou na jedněch válcích vyválcovat řadu různých rozměrů. Axiální válcovačky jsou uhodné pro válcování kroužků profilovaných na čele, válcují se na nich tvarově složité kroužky. Považují se však za zvláštní druh tvářecích strojů a zpravidla se nezahrnují mezi válcovačky. Podle pohonu přítlačného válce rozeznáváme válcovačky: a) mechanické b) hydraulické. Zde je míněn pohon, který zajišťuje vzájemné přibližování válců, rotační pohon válců je vždy mechanický. Podle polohy osy tvářeného materiálu existují válcovačky: a) svislé b) vodorovné c) šikmé. Kroužky malého průměru se zpravidla válcují tak, že jejich osa je při válcování vodorovná. Ostatní válcovačky pracují se svislou osou. Podle uchycení válců pro radiální úběr rozeznáváme válcovačky: a) s letmými válci b) s válci upevněnými na obou koncích c) kombinované. Při upevnění válců na obou koncích musí být jeden rám spojující válce odnímatelný, aby bylo možné uložit do pracovního prostoru polotovar a vyjmout hotový kroužek. Kombinované válcovačky mají vnitřní válec, který má menší průměr, uchycený na obou koncích. Podle počtu středních válců (trnů) rozeznáváme válcovačky: a) jednotrnové b) vícetrnové. 73

74 Příklad uspořádání radiálních válcovaček je na obr. 10. Obr. 10. Schéma technologie válcování kroužků na RVS: a) svislé uspořádání válců, b) vodorovné uspořádání válců 1 - vnější válec, 2 - vnitřní válec 3- tvářený kroužek, 4 stůl, 5 - středicí válečky, 6 - podpěrné válečky, 7- odměřovací váleček Jedná se o válcovačku se svislou osou a s vodorovnou osou. Válce mají podepřené oba čepy válcují se na nich poměrně vysoké kroužky. 3. Technologie válcování kroužků Tváření kroužků a kol se vždy provádí ve dvou krocích. Prvním je předkování, kdy se získává děrovaný a případně i jinak předtvarovaný rozkovek, druhým krokem je vlastní válcování, které se zpravidla provádí na jedné válcovačce. Předkování se provádí volným kováním na lisu nebo na bucharu, polotovary pro menší kroužky se mohou předkovávat i na vodorovném kovacím lisu. 3.1 Technologie válcování hladkých kroužků Při válcování na radiální válcovačce je třeba zhotovit předkovek o výšce odpovídající výšce hotového kroužku. Při válcování na radiálně-axiální válcovačce má předkovek vyšší tloušťku i výšku než je požadovaná výška hotového kroužku. Výchozí polotovar se volí tak, aby při válcování došlo k 1,5 až 3 násobnému zmenšení průřezu, menší hodnota se volí pro tvrdší materiály a pro větší kroužky. Obvykle se průřez redukuje 2 až 2,5 krát. Předkovky lze zhotovovat několika způsoby. Při výrobě velké série kroužků malého průměru se předkovává v zápustce. Výchozí špalek se napěchuje, pak se předděruje v protlačovací dutině a nakonec se vystřihne blána. Tento postup je velmi rozšířený. Předkování v protlačovací dutině vyžaduje sice použiti vyhazovače, avšak získává se tak předkovek bez úkosů. Polotovary pro kroužky většího průměru se předkovávají pod hydraulickým lisem. Jelikož běžný hydraulický lis nesnáší excentrické síly musí se nástroje přesunovat tak, aby se kovalo vždy v ose lisu. Na druhé straně je možné zařadit před lis váhu, která zjistí hmotnost ohřátého polotovaru a podle ní se vypočte tloušťka vystřižené blány tak, aby měl předkovek správnou hmotnost. Tloušťku vystřihované blány lze totiž při kování na hydraulickém lisu regulovat. Tvarem předkovku lze do určité míry potlačit vznik žlábků při válcování, jak je zřejmé z obr. 11. Obr. 11. Vliv tvaru předkovku na tvorbu žlábku: a)předkovek s vydutými boky po napěchování, b)předkovek s vydutým horním čelem po děrování, c) předkovek s oběma vydutými čely vykovaný v zápustce 74

75 U předkovku s jedním vydutým čelem, což je tvar, který vzniká stažením hrany při děrování, vzniká po vyválcování žlábek pouze na původně rovném čele. Při předkování vydutých čel v zápustce je nebezpečí vzniku žlábku nejmenší. Při válcování je též důležitá velikost úběru na jednu otáčku. Velký úběr zabraňuje vzniku žlábků, avšak kroužek se ovalizuje. U radiálních válcovaček se reguluje úběr a tím nárůst průměru kroužku podle obr. 12. Obr. 12. Optimální průběh nárůstu průměru kroužku při válcování V první fázi se vyrovnávají nerovnosti předkovku, průměr kroužku narůstá pomalu. Ve druhé fázi narůstá průměr konstantní rychlostí. Ve třetí fázi se upřesní rozměry. U radiálně-axiální válcovačky je navíc nutné dbát na synchronizaci rychlosti axiálních a radiálních válců, nesoulad mezi jejich obvodovými rychlostmi rovněž způsobuje ovalitu vyválcovaného kroužku. U moderních válcovaček se měří tlak na přítlačné kladky, rychlost axiálních válců se upravuje tak, aby tento tlak byl stejný. Dále se měří rychlost nárůstu průměru a podle ní se reguluje přítlačná síla. Režim úběrů v axiálním a radiálním směru se volí podle poměru výšky a tloušťky kroužku, jak ukazuje obr. 13. Schéma na obrázku představuje průřez předkovku a hotového kroužku a optimální ní křivku pro přechod z jednoho průřezu do druhého. Obr. 13. Schéma optimální technologie válcování kroužků a) čtvercový průřez, b) vysoký kroužek, c) plochý kroužek Při válcování kroužku čtvercového průřezu (a) je vhodné nejdříve zmenšovat intenzivně výšku, ve střední části válcování ubírat intenzivně tloušťku a na konci opět ubírat intenzivně tloušťku. Při válcování vysokého kroužku (b) je vhodné zpočátku ubírat intenzivně tloušťku a v závěrečné fázi redukovat výšku. Je to dáno tím, že štíhlá vysoká stěna kroužku má malou stabilitu, proto se ubírá zpočátku minimálně výška, výrazný výškový úběr na konci válcování má za cíl omezit vznik žlábků. U plochých kroužků se naopak v počáteční fázi více ubírá výška a v závěrečné fázi se více ubírá v radiálním směru. Důvodem je opět nebezpečí ztráty stability štíhlého průřezu, které by se negativně projevilo na geometrické přesnosti. I při válcování na radiálně-axiální válcovačce je třeba kromě vhodného režimu přibližování válců správně volit rychlost otáčení válců. Jestliže se volí příliš velká rychlost otáčení, pak je na jednu otáčku malý úběr, vzniká výraznější dvojí soudkovitost, kterou se již nepodaří odstranit. Následkem jsou žlábky na čelech nebo na bocích, jak ukazuje obr

76 Obr. 14. Vady kroužků válcovaných na radiální-axiální válcovačce a) nedostatečný radiální úběr b) nedostatečný axiální úběr Na radiální válcovačce lze v jednom kalibru válcovat kroužky různé tloušťky ovšem jen jedné výšky. Aby se omezily náklady na nářadí, tak se někdy používají vnější válce se stavitelnou šířkou kalibru. Princip konstrukčního řešení takového válce je na obr. 15. Obr. 15. Schéma konstrukce kalibru s nastavitelnou šířkou Válec má jednu pevnou boční stěnu kalibru, druhá je posuvná. Šířka kalibru se vymezuje vkládáním kroužku a na čele se zajišťuje opěrným kroužkem, který se upevňuje například šrouby. Vnitřní válec však musí být pro každou šířku kalibru jiný. Válcované kroužky se na funkčních plochách obrábějí. Například u ložiskových kroužků se obrábějí všechny plochy u obručí pro železniční kola se obrábí vnější a vnitřní plocha, čela se ponechávají ve stavu po vyválcování. Přídavky na obrábění se volí podle velikosti kroužku, podle tvrdosti tvářeného materiálu a s ohledem na tuhost válcovačky V přídavcích by se mělo skrýt zokujení, oduhličení a další povrchové vady a především geometrické nepřesnosti, jako jsou žlábky a ovalita. Přídavky používané v německých kovárnách při válcování kroužků čtvercového průřezu názorně ukazuje obr. 16. Obr. 16 Vliv velikosti přídavku na využití kovu pro případ válcování kroužku D : d : h = 10 : 8 : 7 76

77 Přídavky na obrábění u malých kroužků činí méně než 5 mm, avšak i tak ztráta materiálu činí více než 50 %. Naproti tomu u kroužků největšího průměru jsou přídavky na obrábění větší než 10 mm, celková ztráta materiálu je však jen asi 15 %. 3.2 Technologie válcování profilových kroužků Při válcování profilových kroužků se zpravidla vychází z tvarového předkovku. Pro kroužky malých průměrů se často tvarový předkovek vyrábí v zápustce. Tvarové předkovky pro kroužky středního a velkého průřezu se zhotovují volným kováním, příklady jsou na obr. 17. Obr. 17. Výroba tvarových předkovků volným kováním: a) předkovek pro kroužek profilu L, b) předkovek pro kroužek profilu T, c) předkovek pro kroužek s vnitřní kuželovitostí Pro kroužek profilu L s přírubou směrem dovnitř se předděrování provádí trnem většího průměru a děrování se dokončuje trnem menšího průměru. Pro kroužek profilu T s přírubou směrem dovnitř se předděrovává dvěma trny většího průměru z obou stran, děrování se dokončuje trnem menšího průměru. Předkovek pro pouzdro se vyrábí za tlačením dvou kuželových trnů z obou stran. Výroba některých tvarů předkovků vyžaduje přípravky. Příklad je na obr. 18, kde je tvarování předkovku pro kroužek profilu L s přírubou směrem ven. Obr. 18. Tvarování předkovku profilu L Tvarování se provádí pomocí prstence. Výhodnější je však válcovat souměrné profily. Pokud to je možné tak se nesouměrné profily válcují jako dvojkusy. Příklad je na obr. 19, kde jsou dvě varianty předkovku pro válcování vývalku dvojkusu příruby. Obr. 19. Předkovek pro válcování dvojkusu příruby: a) předkovek profilu T, b) předkovek zajišťující rovnoměrný úběr do vybrání v kalibru. 77

78 Předkovek má na obvodu žebro, které zapadne do vybrání v kalibru. Při válcování je však v tomto případě poměrný úběr velmi nerovnoměrný, u čel kroužku je vyšší, v oblasti žebra je nižší. Druhá varianta tvarového předkovku zajišťuje poměrně rovnoměrný úběr při následujícím válcování. Tvarový předkovek se u radiální válcovačky opět válcuje v uzavřeném kalibru, u radiálně-axiální válcovačky se i u profilovaných kroužků upravuje výška kuželovými válci. Porovnání obou postupů je na obr. 20. Obr. 20. Válcování v otevřeném (vlevo) a uzavřeném (vpravo) kalibru I. hladký kroužek II. a III. profilované kroužky 3.3 Progresivní postupy válcování kroužků Ve výrobních závodech se nejčastěji řeší válcování různě profilovaných kroužků. V ČR bylo zvládnuto válcovaní řady profilů tvarovaných na vnitřním nebo vnějším povrchu. Kroužky a prstence tvarované na čelech lze válcovat pouze na axiálních válcovačkách. Na výzkumných pracovištích se řeší válcování kroužků tvarovaných na čele na radiálně-axiální válcovačce. Příslušný kuželový válec musí být profilován. Problémem je přesná synchronizace posuvu kuželových válců s nárůstem průměru válcovaného kroužku. Nejjednodušší je, když se prakticky netvaruje v radiálním směru. Příklad je na obr. 22. Plochý profilovaný kroužek se tvaruje pouze mezi profilovanými kuželovými válci a na konci procesu se tvaruje jeho obvod válcem, který se nachází mezi kuželovými válci a není poháněný. Obr.21 Válcování kroužku profilovaného na obou čelech a) počáteční fáze válcování, b) finální fáze Na několika pracovištích ve světě se pracuje na vývoji nových technologií, které by bylo možné provozovat na konvenčních radiálních či radiálně-axiálních válcovačkách, které ve světě představují velmi rozšířený tvářecí stroj. Již dlouhou dobu se řeší válcování ozubených věnců včetně vytvoření 78

79 zubů tvářením. Jednoduchý postup je znázorněn na obr. 22. Používá se hladký vnitřní válec a vnější válec s ozubením Obr. 22. Válcování ozubeného věnce s použitím ozubeného vnějšího válce Tvářený materiál musí mít přesné rozměry, průměr kroužku se při válcování již příliš nezmění, pouze se vytvarují zuby. Povrch zubů však není kvalitní a vyžaduje obrábění. Je to způsobeno odvalováním, při němž se hrany a boky zubů na tvářeném věnci a vnějším válci po sobě posunují na dlouhé dráze. Poměrně dobré výsledky lze takto získat při tváření mosazi za studena. Lepší výsledky dává upravený postup znázorněný na obr. 23. Používá vnější válec s hladkým kalibrem a hladký vnitřní válec a navíc je zde tvarovací věnec s vnitřním ozubením, v němž je uložen tvářený materiál. Při tomto řešení se již odvalování neuplatňuje a povrch zubů je výrazně lepší. Obr. 23. Válcování ozubeného věnce s použitím věnce s vnitřním ozubením 4. Vady kroužků Vady kroužků lze, stejně jako vady ostatních kovárenských výrobků, rozdělit do několika skupin. Obecně platí, že u větších výrobků je větší nebezpečí výskytu vad. Časté jsou vady nepřesné geometrie. Příčina nejčastějších vad, a to drážek, byla rozebrána výše. Ostatní vady jsou přehledně znázorněny na obr. 24. Obr. 24. Geometrické vady válcovaných kroužků: a) ovalita, b) kuželovitost, c) zkřížená ovalita, d) přeložka vnějšího válce, e) nezaplněné rohy, f) prohnutí, g) zkosení průřezu 79

80 Příčina vzniku ovality (obr. 24a) byla rovněž už vysvětlena (obr. 5). Při správném technologickém postupu, kdy se postupně zvětšuje úběr na potřebnou hodnotu a v závěru válcování se zase snižuje, by se měla snižovat ovalita na minimum. Ovšem u materiálů s vyšší pevnosti nelze válcovat s dostatečným úběrem a u kroužků zůstává ovalita. Velkou pevnost mají ložiskové oceli, což je častý materiál, ze kterého se válcují kroužky a u nich je zpravidla nutné počítat s kalibrací. Omezení ovality napomáhá rovněž správné nastavení vodícího válečku, jak ukazuje obr. 25. Obr. 25. Nastavení vodícího válce omezující vznik ovality Pokud se nepoužívá vodicí váleček, leží střed vnějšího válce, střed vnitřního válce a střed válcovaného kroužku na jedné přímce. Při válcování větších kroužků se používají válcovačky se dvěma vodícími válečky. Je na ně třeba vyvozovat dostatečný tlak, aby se potlačila ovalita. Největší nebezpečí výskytu geometrických vad je u tenkostěnných kroužků. Vysoké kroužky mohou mít zřetelnou kuželovitost (obr. 24b), která může mít několik příčin. Může být zaviněna špatnou geometrií předkovku. Děrovaný předkovek má totiž dole poněkud větší průměr než nahoře. Kuželovitost může být způsobena i nízkou tuhostí válcovačky. Při válcování menších tlouštěk jsou potřebné větší tlaky, které mohou vyvolat deformaci rámu stroje, průhyb osy válců apod. Konečně může být kuželovitost vyvolána velkým úběrem na axiálních (kuželových) válcích. Tento mechanizmus je vysvětlen na obr. 26. Obr. 26. Síly působící na kuželových válcích Na válcích pro axiální úběr vzniká tvářecí síla F. Jelikož však současně dochází k růstu průměru kroužku, působí zde třecí síla F t. Pokud má stěna kroužku velmi štíhlý průřez, pak vlivem síly F zde působí tendence ke zkosení, což v tomto případě znamená kuželovitost. Jelikož nejsou na horní a dolní ploše stejné třecí podmínky, poněvadž z dolní plochy lépe odpadávají okuje, nejsou třecí síly F t stejné, což opět vede ke vzniku kuželovitosti. Aby se potlačil tento jev, je třeba dodržet výše uvedenou zásadu, že při válcování tenkých vysokých kroužků je třeba pracovat z počátku s minimálním axiálním úběrem, teprve ke konci válcování jej lze zvyšovat (obr. 20). Nepříjemnou vadou tenkých vysokých kroužků je křížová ovalita (obr. 24c), při níž jsou oválné obě základny, avšak delší osy oválů jsou k sobě přibližně kolmé. Většinou tato vada vzniká při tepelném zpracování, když je kroužek nedostatečné podložen nebo je nerovnoměrné ohříván, na některé místo šlehá plamen a jiné je zastíněno. Křížová ovalita se velmi špatně odstraňuje kalibrací. Přeložky (obr. 24d) se u válcovaných kroužků vyskytují jen vzácně. Většinou jsou způsobeny špatnou geometrií výchozího polotovaru, například výraznou nerovností vnitřního povrchu, jak je ukázáno v dolní části obr. 24d, kdy na vnitřní ploše vzniklo při prostřihování jakési místní osazení. Z těchto důvodů jsme je zařadili mezi vady geometrie. 80

81 Nezaplněné rohy (obr. 24e) vznikají hlavně při válcování složitějších profilů. K zaplnění tvaru je třeba mít vhodný předkovek a dostatečný úběr. Negativně též působí zdržení při kování předkovku, které vede k poklesu teploty. Více se ochladí hrany, a tím je ztíženo zaplnění kalibru. Kroužky malého průřezu vzhledem k tloušťce se mohou při manipulaci či tepelném zpracování prohnout (obr. 24f). U tenkých plochých kroužků může dojít ke zkosení průřezu (obr. 24g), což může být opět způsobeno nesprávně voleným předkovkem. To znamená, že při válcování plochých kroužků je třeba nejdříve intenzivně ubírat tlouštku a teprve na konci válcování se dělá poměrně malý úběr v axiálním směru. Další skupinu vad tvoří povrchové vady, které se zpravidla na kroužek přenášejí z povrchu výchozího polotovaru. Povrch výchozího ingotu nebo kontislitku může mít různé vady metalurgického původu. Povrchové vady mohou také vzniknout při dělení tyčí pálením, které se však praktikuje spíše výjimečně. Při zkoumání povrchových vad je třeba mít na paměti, že při pěchování výchozího špalku přechází boční povrch na základny jak ukazuje obr. 28. Jestliže se vyskytují vady na čelech válcovaných kroužků, mohly se tam dostat z povrchu ingotu či kontislitku. Obr. 27. Postup výroby válcovaného kroužku s vyznačením přechodu bočního povrchu na základny pří pěchování U kroužků velkých průřezů z ložiskových ocelí se vyskytují i vnitřní vady a vady struktury. Jejich odstranění je nutné řešit individuálně. Někdy se používá difúzní žíhání, jindy se prokovávají výchozí špalky. Příklady válcování kroužků Firma SMS Eumuco GmbH SMS Dodala do Číny novou linku pro válcování kroužků. Takovýchto linek pracuje ve světě mnoho, tato se však vyznačuje vysokou produktivitou. Výrobní takt činí 20 až 40 s v závislosti na velikostí kroužku. Linka je určena pro válcování především ložiskových kruhů o průměru 200 až 670 mm s hodinovým výkonem až 3,6 t. Uspořádání linky je schematicky ukázáno na obr. 28. Obr. 28 Uspořádání linky pro válcování kroužků Výchozí polotovary se ohřívají v karuselové peci a pak se předkovávají na hydraulickém lisu o síle 10 MN. Lis je konstruován tak, aby doba styku nástrojů s tvářeným materiálem byla co nejkratší. Tím se 81

82 prodlužuje jejich životnost. Na lise mohou být instalovány tři nebo čtyři zápustky podle toho, zda se předkování provádí na tři nebo čtyři operace. Pro dosažení potřebného výkonu se předkovávají dva kusy najednou. Při kování na čtyři operace jsou současně obsazeny prvá a třetí zápustky a při dalším zdvihu druhá a čtvrtá zápustka. Při předkování na tři operace jsou současně obsazeny prvá a třetí zápustka a při dalším zdvihu druhá zápustka. Při každém druhém zdvihu je k dispozici hotový předkovek. Je instalováno automatické chlazení a mazání zápustek. Válcuje se na radiálně-axiální válcovačce SRAW32/20-650/ 180. Stroj dosahuje v radiálním směru sílu 320 kn a v axiálním směru 200 kn. Při překládání vyválcovaného kroužku na dopravník se současně vkládá do pracovního prostoru válcovačky nový předkovek. Na dopravníku hotových kroužků je instalováno nucené chlazení. Vychlazené kroužky se překládají na palety. Na roštu je sedm palet. Veškerou dopravu obstarávají manipulátory. Vlastní válcovačka je řízena systémem CNC. Celá linka je automatizována. To zajišťuje její dobrý chod i při nezkušené obsluze. Kvalita kroužků nekolísá. Doba potřebná na přechod na jiný typ kroužků je krátká a výrobnost je vysoká. Válcování kroužků v ZVL HK V roce 1999 se vedení společnosti na základě marketingového průzkumu požadavků zákazníků a možností stabilní pracovní náplně za tržní ceny rozhodlo zakoupit radiální rozválcovačky kroužků RKV 400, které byly následně umístěny v poli volného kování u bucharů KB 1000 a KDJ V případě rozválcovačky umístěné u KDJ 1600 byly technologické možnosti stroje rozšířeny na rozválcování většího průměru, a to v návaznosti na požadavky trhu a technologických možností stroje. V roce 2005 byla zakoupena rozválcovačka KFRW 630, která zaplnila prostor válcovaných kroužků menších rozměrů a hmotností, kde se naskytla možnost dodávek především ložiskových kroužků pro tuzemské i zahraniční zákazníky Tento stroj je určen pro sériovou výrobu v návaznosti na stroj produkující zápustkové výkovky Pro společnost, která byla historicky výrobcem zápustkově kovaných přírub, se doplněním o rozválcovačku ke stávající sestavě strojů otevřela možnost naplnění pracoviště v době útlumu výroby přírub. Náklady na investici do rozválcovačky byly nesrovnatelně nižší, než jak by tomu bylo v případě výstavby celé linky. Technologické možnosti výroby kroužků v ZVL HK a) RKV KB 1000 D max [mm] D min [mm] h max [mm] m max [kg] b) RKV KDT 1600 D max [mm] D min [mm] h max [mm] m max [kg] c)kfrw DEK 3 D max [mm] D min [mm] h max [mm] m max [kg] Na radiální rozválcovačce RKV 400 se válcují kroužky ve vertikální poloze a na radiální rozválcovačce KFRW 630 se válcují kroužky v horizontální poloze. Přídavky a tolerance jsou voleny v závislosti na rozměrech finálního výrobku, typu stroje a objednacích množstvích. Faktory ovlivňující válcování kroužků Významný vliv na schopnost materiálu k tváření má několik faktorů ovlivňujících výsledek celého procesu výroby: a) druh materiálu b) teplota c) způsob deformace. 82

83 Materiály, které jsou zpracovány v ZVL jsou určeny především pro výrobu ložisek. Volba materiálu je dána jeho použitím a škála je široká. Zahrnuje oceli: 1. uhlíkové (St 52-3,12 050) 2. na valívá ložiska (14 209,14 109) 1 cementační (14 220) 3. nitridační (15 330) 4. zušlechťování (15 260, 42CrMo4,16 343). a) Vývoj materiálů byl započat v roce 2008, a to především v oblasti čistoty vstupního materiálu. Důvodem pro vývoj byl především požadavek ze strany zákazníků, kteří prováděli po opracování tepelné zpracování (povrchové kalení) a na kroužcích se vyskytovaly povrchové vady jejichž příčinu bylo obtížné identifikovat. Na základě vývoje a jednání s dodavatelem materiálu vznikly technické podmínky zajišťující zlepšenou čistotu materiálu, a to především snížením obsahu P, S a H 2. b) Zásadní vliv na tvařitelnost a strukturu má teplota. Zajištění rovnoměrné teploty válcování jednotlivých po sobě jdoucích kroužků je nejdůležitějším faktorem pro zajištění opakovatelnosti a jakosti výroby. Teplota válcování je ovlivněna především způsobem a rychlostí předkování. Přihřívání před válcováním vede k nerovnoměrné výrobě a především velkým časovým a energetickým ztrátám. c) Způsob deformace Druh stroje a způsob vytvoření tlaku: RKV pneumatickohydraulický. Proces válcování je možné ovlivňovat nastavením tlakového stupně, tj. tlaku, který ovlivňuje rychlost rozválcování kroužku. KFRW 630 mechanický. Rychlost válcování se nastavuje a je možné ji ovládat, a to nastavením rychlosti otáčení otočného stolu. Vady kroužků způsobené nesprávnou teplotou a rychlostí válcování Příliš vysoká teplota a rychlost: ovalita otřepy. Příliš nízká teplota: vznik rybího ocasu dlouhá doba válcování (platí pro RKV 400) nedoválcování na rozměr (platí pro KFRW 630) příliš nízká rychlost (platí pro RKV 400) vznik otřepů vznik rybího ocasu. Válcování tvarových kroužků S rostoucími požadavky zákazníků na počty kusů rostou i nároky na profily válcovaných kroužků. S požadavky na profily však úměrně rostou i náklady na použité nářadí a technologickou náročnost. Je však nutné se touto cestou ubírat a snižovat tak materiálové náklady a následné náklady na opracování kroužků a dopravu. Příklady doposud válcovaných kroužků s figurami jsou uvedeny na obr. 29. Obr. 29. Příklady doposud válcovaných kroužků s figurami 83

84 Shrnutí kapitoly Válcování kroužků je postup, který má řadu předností. Je produktivní, zaručuje vysoké využití kovů, pracuje s minimálními přídavky umožňuje racionální výrobu i poměrně složitých profilů a zaručuje vysoké a rovnoměrné vlastnosti výrobků. Moderní radiálněaxiální válcovačky navíc umožňují racionální výrobu velkých kroužků i v malých sériích nebo dokonce jako kusovou výrobu. Z těchto důvodů podíl válcovaných kroužků soustavně narůstá. Je třeba počítat s tím, že tento trend bude i nadále pokračovat. Ve výrobě našich kováren tento produkt nemá takový podíl jako v průmyslové vyspělých zemích. Velmi málo se u nás rovněž provozuje válcování složitých tvarů, například přírub. Postup válcování je dnes dostatečně teoreticky rozebrán a lze ho modelovat i na počítači. Tyto metody je třeba využívat hlavně při návrhu postupů válcování složitých tvarů. Literatura k dalšímu studiu 1. ZHOU, J., WANG, F. et al. Study on forming defects in the rolling process of large aluminum alloy ring via adaptive controlled simulation. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2011, Vol. 55, Issue 1-4, pp WANG, M., YANG, H. et al. Microstructure evolution modeling of titanium alloy large ring in hot ring rolling. Int. J. Adv. Manuf. Technol.,2013, Vol. 66, pp

85 12. Progresivní technologie výroby železničních kol Čas ke studiu: 90 minut Cíl Po prostudování tohoto odstavce budete umět: Definovat tvar železničních kol, popsat jednotlivé technologie jejich výroby, vyřešit použití vhodných ocelí pro výrobu železničních kol. Výklad 1. Úvod Železniční kola jsou poměrně velké výrobky vyráběné sériově, které jsou tvarově složité a při provozu jsou vystaveny značnému namáhání způsobenému jízdou po kolejích a bržděním. Jejich lom může mít závažné následky pro bezpečnost dopravy. Kolo se skládá z náboje, kterým se nasazuje na nápravu, z listu a z věnce, na kterém je jízdní plocha s okolkem. U železničních kol je jízdní plocha mírně kuželová, u jeřábových kol je válcová a jsou zde dva okolky. List je tvarován, aby se snadněji přizpůsoboval zvětšení průměru věnce, ke kterému dochází následkem ohřevu obvodu při brždění. Kola tvoří s nápravou tzv. železniční dvojkolí. Schéma železničního dvojkolí jednotlivé typy a rozměry jsou uvedeny na obr. 1. Obr. 1 Železniční dvojkolí 85

86 Tabulka 1. Rozměry železničního dvojkolí 2. Výrobní postupy Kola se vyrábějí bud' jako skládaná, tj. složená z disku a obruče, nebo jako celistvá - monobloky. Disky skládaných kol mohou být tvářené nebo odlévané, druhá varianta je levnější. Skládaná kola s odlévanými disky převažovala v USA navzdory tomu, že právě tam byla přibližně před sto lety vynalezena technologie válcování celistvých kol. Skládaná kola převažují i v Asii. Monobloky jsou častější v Evropě. V poslední době roste podíl kol vyráběných jako tvářené monobloky jak v USA, tak i v Asii. Tvar vyráběných železničních kol jsou uvedeny na obr. 2 a rozměry v tab. 2. Obr. 2 Tvar a základní rozměry železničních kol 86

87 Tabulka 2. Rozměry jednotlivých částí železničních kol (obr. 2) Celistvá kola se vyrábějí klasickou technologií na linkách tvořených několika stroji. Linka je vybavena následujícími hlavními tvářecími stroji : předkovací hydraulický lis, válcovačka, tvarovací lis razicí stroj. Výchozím polotovarem jsou špalky získané dělením válcovaných tyčí nebo plynule odlévaných bloků popř. lahvových ingotů). K ohřevu se využívají karuselové pece. Následuje odokujení, a to bud' na mechanickém, nebo častěji na hydraulickém odokujovači, nebo kombinované. Prvním tvářecím strojem je hydraulický lis (70 MN). Na něm se špalek pěchuje, předtvaruje a vyděruje. Postup předkování ukazuje obr. 3. Obr. 3. Postup kování předkovku pro železniční kolo K předkování používá hydraulicky lis, který nesnáší větší excentrické zatížení, proto se nástroje přesouvají tak, aby pracující část byla v ose lisu. Dolní nástroj se přesouvá v opačném směru než horní, tím je usnadněno vkládání výchozího polotovaru jeřábem mimo pracovní prostor lisu. Někdy se předkování provádí na dvou strojích, na prvním se pěchuje a tvaruje, na druhém lisu (30 MN) se děruje. Předkovek se válcuje na válcovačce, která je znázorněna na obr

88 Obr. 4. Uspořádání válcovačky kol 1 - vozík obvodového válce; 2-pohon obvodového vozíku; 3 - regulovaná podpora horního kuželového válce; 4 a 5 - motor a převodovka horního válce; 6 - hydraulický posuv; 7 a 8 motor a převodovka dolního válce; 9 - přítlačný a zvedací hydraulický válec pro horní válec; 10 - přítlačné válce; 11 - kuželové válce, 12 - tvářené kolo; 13 a 14 poháněný a nepoháněný obvodový válec; 15 - válec pro posuv vozíku. Válcovačka má dva kuželové válce, které tvarují list, dva válce pro tvarování obvodu a dva přítlačné válce. Někdy mívá i váleček pro měření průměru. Při válcování se válce posunují od středu kola tak, jak narůstá jeho průměr. Existuje řada variant postupu výroby, několik vybraných typů je na obr. 5. Obr. 5. Příklady postupu výroby železničních kol 88

89 Každá varianta obsahuje tyto operace: pěchování, děrování, hrubé tvarování, válcování a tvarování listu. Při pěchování se provádí jednoduché tvarování. Pořadí dalších operací se podle jednotlivých variant mění. U první varianty se děruje napěchovaný špalek, u druhé a třetí varianty se děruje předtvarovaný rozkovek. Železniční kola se většinou vyrábějí z uhlíkové oceli s obsahem 0,5 až 0,6 % uhlíku, je omezen obsah nečistot plynů a vměstků. Používají se i legované oceli. Kola se obvykle normalizují a popouštějí, kola z legovaných ocelí se kalí a popouštějí. Často se kalí pouze jízdní plocha. Podrobují se ultrazvukové defektoskopii a jedno kolo z určité dávky se rozřeže a odeberou se z něho vzorky pro základní zkoušky mechanických Vlastností. Narůstá počet zákazníků, kteří požadují provedení zkoušky lomové houževnatosti Vlastnosti železničních kol V porovnání s kolejnicemi se pro kola se navrhují oceli s nižším obsahem uhlíku, přičemž se kolo zušlechťuje na hodnoty uvedené v tab. 3. Tabulka 3. Chemické složení a mechanické vlastnosti oceli pro železniční kola Mez kluzu je vyšší než 700 MPa a lomová houževnatost KIC je vyšší než 80 MPa. m 1/2. Navržená ocel má teplotu M s vyšší než 270 C, popouští se při teplotách 550 až 600 C, pak je málo citlivá na změnu vlastností vyvolaných ohřevem při brždění. 3. Progresivní technologie výroby železničních kol kol Postupu výroby kol se věnuje pozornost v několika směrech. Výrobci se snaží proces lépe poznat, zmapovat vývoj struktury apod. Dále se hledají příčiny výskytu povrchových nebo vnitřních vad a navrhují se technologická opatření, která by měla jejich výskyt omezit. Např. pro eliminaci výskytu vnitřních vad při přechodu na plynule litý výchozí polotovar bylo navrženo používat dvoje děrování, jak ukazuje obr

90 Obr. 11 Postup výroby celistvého kola s dvojím děrováním osové části Takové řešení je však nutné považovat jako nouzové. Technicky korektní postup je zlepšit jakost výchozího polotovaru tak, že se zlepší čistota odlévané oceli a použije se vhodný systém indukčního míchání při odlévání a tím odpadne potřeba odstraňovat osovou oblast. 3.1 Alternativní výrobní postupy Především pro výrobu kol menšího průměru je možné použít i jiné postupy než válcování na speciální válcovačce. Bylo zvládnuto axiální válcování kol malého průměru. Postup axiálního válcování je znázorněn na obr. 12. Obr. 12. Schéma axiálního válcování kola Deformace probíhá ve dvoudílné zápustce. Dolní díl tvoří negativní obraz poloviny kola, horní díl má tvar profilovaného, značně rozevřeného kužele, jehož osa je skloněna pod úhlem 3 až 120 k dolnímu dílu. Profil horního nástroje odpovídá profilu horní poloviny kola. Oba díly rotují. Napěchovaný špalek se vloží do dolního dílu zápustky a válcuje se při působení osového tlaku. Síla potřebná pro tváření součásti určitého průměru je menší než síla potřebná pro vykování stejné součásti v zápustce, protože styčná plocha horního nástroje je výrazně menší než je plocha výkovku. Tento postup je jednodušší než válcování na klasické válcovačce kol a lze takto i přímo tvarovat desku, odpadá tedy následné tváření na tvarovacím lisu. Na axiálních válcovačkách se válcují rotační součásti složitých tvarů, v praxi převažují válcovačky o síle do 1 MN, na kterých se válcují rotační součásti o průměru do 200 mm. Na trhu jsou však i válcovačky o síle 4 MN, na kterých lze válcovat rotační součásti do průměru mm. Určitý problém představuje výroba kol malých průměrů. Konvenční válcovačky mají určitou minimální velikost, kterou na nich ještě lze válcovat. Kola poněkud menšího průměru je obtížné vyrobit, poněvadž jsou zpravidla příliš rozměrná a příliš těžká pro běžné zápustkové kovárny. Pro výrobu jeřábových kol, u nichž tento problém často vzniká, byla zkonstruována válcovačka znázorněná na obr

91 Obr. 13. Zařízení pro válcování jeřábových kol Skládá se ze dvou čelistí, které jsou k sobě přitlačovány, a dvou kol pro tvarování obvodu umístěných diametrálně. Výchozím polotovarem je plochý kotouč, který se sevře čelistmi a po obvodu se tvaruje profilovanými válci. Stroj válcuje kola o průměru 320 až 630 mm při šířce 120 až 180 mm. Čelisti mají sílu 1500 kn. Pro tramvajová kola (obr. 14) se používají klasické válcovačky typu Wagner nebo pro širší využití byla zkonstruována univerzální válcovačka, která je znázorněna na obr. 15, 15a. Obr. 14. Tvar a rozměry tramvajových kol Obr. 15. Schéma univerzální válcovačky a)válcování kola; b)válcování kroužku 1 tvářené kolo; 2 - kuželové válce; 3 čelisti; 4 - tvarovací válce; 5 obvodový válec; 6 - tvářený profilovaný kroužek; 7 trn b) Má dva páry kuželových válců. Jeden pár kuželových válců tvaruje výšku věnce, druhý pár zeslabuje desku, a to postupně tak, že poměrně malé válce několikrát přejedou od osy k obvodu a zpět. Další válec tvaruje obvod. Tuto válcovačku lze použít i pro válcování čelně profilovaných kroužků. Takové kroužky není totiž snadné válcovat na klasických válcovačkách kroužků. 3.2 Kování v zápustce Výrobci se nevzdávají myšlenky na kování železničních kol v zápustce. Hlavním problémem je dostatečná síla lisu. V Rusku byly na lise 120 MN vykovány polotovary pro jeřábová kola podle obr. 16. Hmotnost polotovarů činila asi kg. 91

92 Obr. 16. Kování kol v zápustce Pro kola železničních vagonů by lis o takovéto síle nestačil. Kromě toho měly uvedené polotovary výrazně vyšší tloušťku, než je tloušťka železničních kol. Deformační síla rychle roste s poklesem tloušťky výkovku. Pro kování železničních kol by byl třeba lis o síle asi 500 MN. Takové lisy pracují v nejvyspělejších zemích, jsou však velmi nákladné. V USA postavila několik obřích lisů firma Pahnke, největší z nich má sílu 350 MN, tato firma přihlásila několik patentů, jejichž předmětem je kování železničních kol v zápustkách. Podle jednoho z nich se kove v jedné pozici, jak je znázorněno na obr. 17. Jiná varianta kování železničního kola je znázorněna na obr. 18. Obr. 17. Kování železničního kola v zápustce Obr. 18. Kování železničního kola v zápustce podle USA patentu Postup využívá skutečnost, že u velkých hydraulických lisů lze snadněji vyměňovat dolní díl zápustky, a to s využitím posuvného stolu. První dolní díl je plochý, druhý má negativní tvar kola. Nezávisle se pohybující děrovací nástroj je pouze v dolním díle. Kromě toho je v dolním díle vyhazovač. Horní díl zápustky má negativní tvar kola. Při kování se opět hloubkou zatlačení děrovacího trnu reguluje zaplnění dutiny. Blána se v této zápustce nevystřihuje. Přesouvání dolního dílu zápustky je zároveň využito k zasouvání výchozího polotovaru do pracovního prostoru lisu a k vysouvání výkovku z pracovního prostoru lisu. Potřebu instalace obřích lisů pro zápustkové kování velkých plochých 92

93 výkovků se snaží obejít postup, který se v zahraniční literatuře označuje jako diferenciální nebo parciální kování. Jeho princip je znázorněn na obr. 19. Obr. 19. Aplikace parciálního kování při výrobě železničního kola Horní i dolní část zápustky je rozdělena na několik nezávisle pohyblivých dílů, které jsou do sebe zasunuty. Prvně se vysunou střední díly a předtvaruje se otvor v náboji. Příslušné díly zůstanou zamknuté v sevřené poloze a lis působí tlakem na další díly které vytvarují desku. Opět zůstanou zamknuté v sevřené poloze a nakonec se dokove obvod, přičemž vzniká malý výronek. Tento postup byl vyzkoušen při kování lopatek turbín, což je rovněž výkovek o velké ploše navíc z obtížně tvařitelné slitiny. Výhoda tohoto řešení je zřejmá: síla potřebná pro jednotlivé kroky je menší než síla potřebná pro vykování kola v celistvé zápustce. Zamykání jednotlivých dílů v sevřené poloze je řešeno podle obr. 20. a) b) Obr. 20. Princip činnosti lisu pro parciální kování: a) výchozí uspořádání, b) stav po sevření a zamknutí Z obr. 20 je zřejmé, že je využito principu kolenového lisu. Lis má několik do sebe zasunutých beranů, každý je připojen na dvojici kloubově spojených pák. Působením síly F se páky přesunou do svislé polohy a beran je tím v dolní poloze zamčen. 4. Inovace tvaru kol Geometrie kol prochází určitým vývojem, na obr. 21, 22 jsou různé používané profily kol. Třetí zobrazená varianta nevyžaduje profilování desky na prohýbacím lisu, na druhé straně vyžaduje, aby se při válcování k sobě přibližovaly kuželové válce, kterými se deska zeslabuje. 93

94 Obr. 21. Různé geometrie železničních kol Obr. 22. Detail tvaru železničního kola typu UIC 812-3/63 Pozornost je věnována otázkám životnosti kol. Kola jsou namáhána na jízdní ploše na otěr a zpravidla jsou namáhána i teplotními cykly. Na jízdní plochu totiž zpravidla tlačí špalíky brzd, čímž se vyvíjí teplo. Cyklickým ohřevem a ochlazováním mohou vznikat teplotní trhliny, které mohou výrazně snížit životnost kol. Bylo navrženo a v některých případech i realizováno, několik řešení. Jednak se v některých případech používají kotoučové brzdy které působí na kotouč, který je k tomu účelu vytvořen na nápravě vagónu. Jiné řešení je znázorněno na obr. 23. Obr. 23. Návrh kola se zvláštní plochou pro brždění Obr. 24 Detail tvaru železničního kola průměru 1000 mm 94

95 Pro skládaná kola se válcují obruče a disky, které se skládají s přesahem. Tvar a rozměry obručí pro železniční kola jsou uvedeny na obr. 25 a v tab. 5 a rozměry disku na obr. 26 Obr. 25 Obruče pro vagónová kola (OV ) a pro lokomotivní kola (OL ) Tabulka 5 Rozměry obručí pro železniční kola Obr. 26 Rozměry disku železničního kola Shrnutí V zahraničí se hledají různá řešení racionalizace výroby železničních kol. Některá navržená řešení se jeví jako těžce realizovatelná. Nejblíže k provoznímu uplatnění je válcování železničních kol na axiální válcovačce. Investičně by mělo jít o nejméně nákladnou linku, poněvadž tento stroj by nahradil válcovačku, prohýbací lis i razicí lis. Různé varianty kování v zápustce by se však mohly uplatnit, nejdříve ovšem při výrobě kol menšího průměru. 95

96 Literatura k dalšímu studiu 1.KUSHNAREV, A. V. et al. Production of high-quality railroad wheels. Steel in Translation, 2010, Vol. 40, Issue 3, pp ROCKSTROH, B., KAPPES, V. et al New systems for the testing of rail wheels and wheel set axles. 7th International Rail Vehicle Conference, February 23rd - 25th, Dresden ŠIMÍK, V. Problematika výroby železničního dvojkolí pro kolejová vozidla. VUT Brno. Fakulta strojního inženýrství. (Dipl. práce), Precision manfacture of raiway wheels. 96

97 13. Progresivní technologie výroby výkovků pro tlakové nádoby jaderných reaktorů Čas ke studiu: 90 minut Cíl: Po prostudování kapitoly bude student umět: definovat základní a klasické technologie výroby dílů pro JE, popsat výhody a nevýhody jednotlivých technologií, jejich použití v průmyslové praxi. Seznámí se možnostmi a množstvím vyráběného sortimentu tvářených výrobků v EU Výklad 1. Úvod V současné době činí výkon jaderných elektráren ve světě MW. Počítá se, že v r to bude MW. Znamená to nárůst o 43 %, současně však bude třeba nahradit bloky, které již dnes dosluhují. Lze očekávat velký boom poptávky především po největších volných výkovcích. Zprávy o očekávaném růstu spotřeby energie a brzkém nedostatku především elektrické energie se objevují velmi často. Podle posledních zpráv se očekává, že do roku 2050 vzroste na světě počet obyvatel o 50 %, spotřeba energie však vzroste o 100 % a spotřeba elektřiny dokonce o 200 %. Na druhé straně 80 % evropských elektráren překročí do r hranici životnosti. Kapacita firem dodávajících energetická zařízení včetně volných kováren produkujících výkovky pro energetiku je již dnes napjatá. Výstavba jaderných elektráren vyžaduje dodávku velkého množství volných výkovků, které jsou charakteristické hned v několika směrech: a) velikost - těžiště plánovaných elektráren představují bloky velkého výkonu, typicky 1200 MW. Ty vyžadují velké výkovky kované z ingotů o hmotnosti až 500 t. b) tvar - jedná se výkovky pro tlakové nádoby, které z bezpečnostních důvodů omezují počet svarů, proto se vyžaduje kovat kroužky či dna s integrálními nátrubky nebo dna se zesílenou přírubou, což je technicky značně náročné. c) kvalita - z důvodů bezpečnosti se kladou vysoké nároky na vnitřní čistotu výkovků a další ukazatele kvality, což v kombinaci s velikostí výkovků vyžaduje zvláštní přístup k této výrobě. Intenzivně jaderné elektrárny buduje Čína. Se zrychlováním industrializace země se zrychluje tempo jejich výstavby. V minulost dodával zařízení Sovětský svaz a Rusko. V poslední době získala firma Westinghaus Electric objednávku na čtyři bloky. Každý blok by měl mít výkon 1100 MW a prvý by se začal budovat v r. 2009, do provozu byl uveden v r Další dva bloky staví v Číně francouzská firma Areva. Jednání o výstavbě dalších bloků se vedou s ruskou společností Atomstrojexport. Nejvíce rozestavených jaderných elektráren je zřejmě v Číně. Je rozestavěno dvacet bloků od různých světových dodavatelů: jde o americkou firmu Westinghouse, další bloky staví společně japonské a korejské firmy, dodavateli dalších jsou francouzské firmy a konečně ruské firmy. Čína však vyžaduje, aby se na jejich výstavbě stále více podíleli čínské firmy, jmenovitě společnost State Nuclear Power Technology Corp. (SNPTC). Čína dnes disponuje dostatečně velkými lisy a zvládá i tuto výrobu. 97

98 Ve světě se nyní zpracovává asi 200 projektů výstavby nových bloků JE. Společnost Areva, která má hlavní výrobní kapacity v Le Creusot, připravuje zvyšování výrobních kapacit. V prvém kroku připravují růst výroby ocelárny Arcelor Mital, která jí dodává ingoty. Její kapacita by se měla zvýšit z 30 tis. tun kovárenských ingotů na 50 tis.tun. Největší volné výkovky v Evropě se kovou v italské kovárně Societa delle Fucine v Terni. Výchozím materiálem jsou ingoty o hmotnosti až 500 t, které se odlévají v ocelárně ThyssenKrupp Accai Speciali Terni. Ingoty se vyrábějí technologií VOD. Kovou se na lise 126 MN. Výkovky slouží např. pro hřídel turbín o délce až 20 m. Konstrukce současné nejmodernější JE III.generace, typ EPR od výrobce skupiny Areva, vyžaduje ocelové ingoty s hmotností 500 až 600 tun. Nejsložitější součástí jaderné elektrárny (JE) jsou vyrobeny z více jak tun ocelových výkovků. Jedná se o součásti reaktorové nádoby, rotory turbin a parního generátoru. Jaderná elektrárna EPR skupiny Areva používá 4 generátory, každý o hmotnosti až 500 tun. Rotor generátoru má hmotnost více než 200 tun a v každé JE jsou 3 až 4 turbinové rotory. Očekává se, že poptávka po těchto výkovcích významně poroste. Odhadnutý požadavek je 100 těžkých výkovků ročně, ale v dalších 15 letech se může tento požadavek až 3x zvýšit. Ke stavbě nových jaderných elektráren dojde rovněž ve Velké Británii. Společnost EdF Energy plánuje postavit v zemi 4 reaktory o výkonu 1600 MW, které by pokryly 13% spotřeby elektřiny ve Velké Británii. První z reaktorů má být zprovozněn v roce 2017, další do roku V roce 2015 volná kovárna Forgemasters v Sheffieldu získala kontrakty na dodávky dílů pro jaderné elektrárny do Argentiny a do Jižní Koreje. Tato kovárna si udržuje certifikaci podle ASME na dodávky těchto zařízení. Nyní je ve světě méně jak deset takových závodů. 4. Progresivní technologie výroby den pro tlakové nádoby JE 4.1 Kování desek Při kování kruhových desek se po napěchování kotoučů používají dvě technologie rozkování: a) prodlužování úzkým kovadlem, b) radiální rozkování. Obr. 1 Schéma rozkování kruhové desky prodlužováním Obr. 2 Postup radiálního rozkování kruhové desky a)dlouhým kovadkem, b)krátkým kovadlem 98

99 Rozbor stavu napjatosti při prodlužování úzkým kovadlem na podložce ukazuje (obr. 1), že stav napjatosti je příznivější než při prodlužování dvěma úzkými kovadly. Ve středních vrstvách se vyskytují tahová napětí jen velmi omezeně. Určitou komplikací tohoto způsobu zeslabování je, že rozkovek dostává po prvém průchodu oválný tvar, a je třeba ho pootočit a prodlužovat v druhém směru. Druhým způsobem je radiální rozkování znázorněné na obr. 2. Podle jednodušší varianty se rozkovává na podložce a otáčí se rozkovek nebo kovadlo. Tato varianta je znázorněna na obr. 3a. Tok materiálu je složitější než při prodlužování. Styčná plocha má tvar výseče a na špici výseče je nedostatečná délka záběru, je zde nebezpečí vzniku přeložek. Proto je výhodnější nejdříve zmenšit výška výkovku uprostřed rozkovku zatlačením kruhových pěchovacích desek. Výkovky největšího průměru se pak rozkovávají kovadlem o délce menší než je průměr výkovku. Tok materiálu je v tomto případě složitý. Materiál teče nejen pod kovadlem, ale v celém průřezu rozkovku. Ve středové oblasti působí tahové napětí až po bod O, za ním působí tlakové napětí a dochází zde k zesílení tloušťky. Výhodnější je rozkování prodlužováním, které se vyznačuje jednodušší manipulací s předkovkem a také menším počtem záběrů. Snadněji lze získat i požadovaný průměr a výšku výkovku. 3.2 Kování kroužků Kování kroužků je běžně používaná technologie. U výkovků pro jadernou energetiku však vznikají tři problémy: 1. Rozměry kroužků jsou větší než obvykle. 2. Kovou se kroužky složitějších tvarů. 3. Vyžaduje se vysoká čistota oceli, což vyžaduje používat děrování dutým trnem. Při kování kroužků se většinou ingot napěchuje a pak se děruje. Děrování je spojeno s velmi nerovnoměrnou deformací. Z důvodů odstranění osových vad se dává přednost děrování dutým trnem. Při děrování dutým trnem je vhodné orientovat špalek podle obr. 3, tj. tak, aby podhlavové nečistoty byly na dolní straně, tím se jich více vystřihne. Obr. 3 Orientace špalku při děrování dutým trnem Pokud jde o kované tvary kroužků, některé jsou znázorněny na obr. 4. Nejsložitější tvar kroužku se vyrábí s předkovanými nátrubky. Dalším náročným tvarem je kuželový kroužek. Postup sestává z prodlužováním na trnu stupňovitého výkovku. Při rozšiřování na trnu pak dostává kroužek kuželový tvar. Dosažení správné geometrie je při tomto postupu velmi náročné, zpravidla je nutné pracovat s technologickým přídavkem a většími přídavky na obrábění. Pokud má mít kuželový kroužek tenkou stěnu, je vhodnější ho vyrábět tak, že se vykove válcový kroužek a nalisuje se na kuželový trn. 99