Technologie tváření Katedra tvářené materiálu, FMMI, VŠB-TU Ostrava

Transkript

1

2

3 1. TAŽENÍ OCELOVÉHO DRÁTU - ÚVOD 90 minut Po prostudování této kapitoly pochopíte význam taženého drátu a výrobku z taženého drátu, budete obeznámeni se základním rozdělením taženého drátu, budete obeznámeni se základním způsobem výroby taženého drátu, poznáte jednotlivé technologické operace a jejich pořadí, budete umět definovat základní kvalitativní parametry (znaky jakosti) taženého drátu, Tažené ocelové dráty a výrobky z drátu mají veliký význam pro všechna odvětví průmyslu. Je to dáno možností široké modifikace počtu vlastností drátu, což umožňuje zabezpečit pro daný účel použití optimální parametry drátu. Technologie zpracování drátu vytváří také předpoklady pro vysoký stupeň mechanizace a automatizace výroby v drátovenství a tím zabezpečuje vysokou hospodárnost výroby. Variabilní vlastnosti výchozího materiálu, válcovaného drátu, působí na řadu činitelů, které ovlivňují při výrobě vlastnosti drátu a které mohou být také vhodnými postupy usměrňovány. Tyto faktory jsou: použité způsoby výroby ocelí, chemické složení a čistota oceli, technologie válcování a řízené ochlazování válcovaného drátu z doválcovací teploty, tepelné zpracování drátu, vlastní proces tažení drátu za studena, geometrické parametry drátu, rozměry a průřez, jakost povrchu, tvar výrobku z drátu, např. lana, pružiny apod. Uvedený počet činitelů a často jejich protichůdné působení na vlastnosti drátu je nutno vhodnými technologickými postupy orientovat na zabezpečení optimálních vlastností drátu a racionalizaci výroby, což je problém, který vyžaduje bohaté vědomosti a veliké praktické zkušenosti. K získání požadovaných vědomostí má přispět tento výukový text. Obsah je zaměřen zejména na specifikaci požadovaných vlastností válcovaného drátu, hlavní technologické operace aplikované v procesu výroby taženého drátu a na postupy pro dosažení požadovaných vlastností taženého nepatentovaného a patentovaného drátu

4 Technologie tváření 1.1. Nejběžnější výrobky z drátů: Hřebíky, šrouby, ostnatý drát, tkaniny a pletiva, pramence pro elektrická vedení, svařovaná síta, lana, pružiny, kordy do plášťů pneumatik, jehly atd Základní charakteristiky výroby Celková úroveň výroby taženého ocelového drátu je ovlivňována zejména: jakostí výchozího materiálu - válcovaného drátu, technickou úrovní technologického zařízení, technologií výroby a jednotlivými technologickými operacemi, obsluhou, vytvořením technických a organizačních podmínek pro optimální řízení a kontrolu procesu výroby. Jakost taženého drátu je závislá na vlastnostech válcovaného drátu a na všech fázích výrobního procesu a může být zabezpečena jen za předpokladu, kdy všechny činnosti, zajišťující jeho výrobu a kontrolu dohromady, správně fungují a pracují. Nejslabší článek výrobního procesu pak rozhoduje o skutečných užitných vlastnostech taženého drátu. Výroba taženého ocelového drátu je pro velký počet technologických operací náročná a složitá. K nejdůležitějším výrobním operacím počítáme: odokujování a povrchovou úpravu drátu, tažení drátu, tepelné zpracování drátu - žíhání, patentování, kalení, pokovování drátu - zinkování, cínování, mosazení, bronzování aj. Vhodnou kombinací tepelného zpracování a tažení ocelového válcovaného drátu příslušné jakosti za studena se dosáhne potřebných rozměrů taženého drátu a požadovaného zpevnění materiálů. Správná volba struktury a kombinace obsahu uhlíku v oceli s velikostí deformace tažením pak umožňuje dosáhnout široké rozmezí úrovně mechanických a technologických vlastností tažených drátů. -2-

5 Tažené ocelové dráty jsou vyráběny tvářením válcovaného drátu různých jakostí za studena. Válcovaný drát lze přitom definovat jako hutní výrobek - vývalek o průměrech 5 až 30 mm svinutý do svitku o veliké hmotnosti do 3000 kg Základní rozdělení Z výrobního hlediska rozdělujeme ocelový válcovaný i tažený drát do tří základních skupin na: 1. drát z oceli obvyklých jakostí s nízkým obsahem uhlíku (do 0,25 % C), (dále ocelový nepatentovaný drát), 2. drát z ušlechtilých uhlíkových ocelí o středním a vysokém obsahu uhlíku (0,3 % C až 1,0 % C), (dále ocelový patentovaný drát), 3. drát z ušlechtilých slitinových ocelí. Naše pozornost bude zaměřena na první dvě skupiny drátu, které jsou v hromadném měřítku vyráběny v drátovenských provozech v Moravskoslezském kraji (ŽDB Bohumín, Bekaert Bohumín, MSDO Ostrava, TŽ závod tažírna Třinec). Na obr. 1. je schématické základní rozdělení taženého ocelového drátu obvyklé jakosti s nízkým obsahem uhlíku a na obr. 2. je schématické základní rozdělení taženého drátu z ušlechtilých uhlíkových ocelí se středním a vysokým obsahem uhlíku. Obr. 1. Schéma základního rozdělení taženého ocelového drátu obvyklé jakosti Obr. 2. Schéma základního rozdělení taženého ocelového drátu z ušlechtilých uhlíkových ocelí - 3 -

6 Základy výroby ocelového nepatentovaného drátu Materiálový tok při výrobě nepatentovaného drátu je schématicky uveden na obr. 3. V jednotlivých řádcích v horní části tabulky je proveden výčet všech provozoven v drátovnách zaměřených na výrobu nízkouhlíkových drátů. Ve spodní části tabulky je pak sortiment takové drátovny. Postupem proti směru šipky můžeme zjistit jaké technologické operace a v jakém pořadí byly pro jednotlivou součást sortimentu použity. Základní technologický postup výroby 4 vybraných průměrů tvrdých a polotvrdých tažených ocelových nepatentovaných drátů je uveden v tabulce 1. Výchozím materiálem je za tepla válcovaný drát. Účelem tažení ocelových drátů tvářením za studena je mimo jiné výroba přesných průměrů drátů pod 5,5 mm, které nelze hospodárně vyrobit válcováním za tepla, zlepšení povrchu drátu a zlepšení mechanických, technologických a jiných vlastností drátů, a to zejména vyšší pevnost v tahu a zajištění požadovaných počtů střídavých ohybů a krutů do lomu. Tažení ocelového drátu za studena je charakteristické plastickou deformací v rozmezí teplot, při kterých vzniklé zpevnění materiálu zůstává zachováno. Při velkých plastických deformacích k vyčerpání jeho plastických vlastností a drát pak není dále tvařitelný bez porušení soudržnosti. pro obnovení deformačních schopností je pak nutno do technologického postupu začlenit rekrystalizační žíhání. Žíhání nízkouhlíkových drátů se podle zbarvení povrchu po vyžíhání může provádět na bílo, na modro (předchozí tažení za mokra) a na černo (předchozí tažení za sucha). K zajištění ochrany drátů před korozí je nejčastěji používáno průběžné žárové zinkování, nebo povlékání holých nebo pokovených drátů umělou hmotou. Obr. 3. Materiálový tok při výrobě taženého ocelového nepatentovaného drátu - 4 -

7 Tabulka 1 Příklad technologického postup výroby ocelového nepatentovaného drátu - 5 -

8 Základy výroby ocelového patentovaného drátu Materiálový tok při výrobě vybraných druhů patentovaného ocelového drátu je uveden na obr. 4. Základní technologický postup výroby vybraných průměrů lanového drátu je uveden v tabulce 2. Vlastnosti válcovaného drátu, potřebné pro jeho zpracování tvářením za studena tažením, jsou mimořádně důležité a můžeme je zlepšit tepelným zpracováním. K dosažení vysoké plasticity válcovaného drátu a k ovlivnění mechanických, technologických i jiných vlastností hotového drátu se používá izotermické kalení - patentování, které spočívá v ohřevu drátu nad teplotu AC 3 a v rychlém ochlazení v olověné nebo solné lázni na teplotu 450 a 580 C a ve výdrži na této teplotě po celou dobu fázové transformace. Povrchová úprava drátů po patentování je prováděna odděleně v moříme nebo u předtahových drátů také na průběžných patentomořících, po případě patentopokovovacích linkách v jednom technologickém toku. Povrchová úprava drátů po patentování pozůstává obvykle z následujících technologických operací: moření, vodní oplach, poměďování, fosfátování nebo boraxování a sušení. Pevnost hotového drátu je dána výchozí pevností válcovaného nebo předtahového drátu, která se dále zvyšuje v důsledku deformačního zpevňování při tažení. Deformační zpevnění tažením je tím větší, čím vyšší je obsah uhlíku taženého ocelového drátu a čím větší jsou dílčí i celkové úběry při tažení. Obr. 4. Materiálový tok při výrobě taženého ocelového patentovaného drátu - 6 -

9 Tabulka 2 Orientační technologický postup výroby ocelového lanového drátu průměru 1,0 až 2,5 mm

10 Tažením ocelového patentovaného drátu lze dosáhnout současně požadovaný průměr a požadovanou pevnost drátu a to stanovením vhodného předtahového průměru pro poslední patentování. Válcovaný drát určený k patentování (bez řízeného ochlazování) má tvařitelnost asi 40 až 50 %. Válcovaný drát určený k patentování normalizačně vyžíhaný, má tvařitelnost asi 60 až 70 %. Řízené ochlazovaný válcovaný drát z ušlechtilých uhlíkových ocelí je dodáván se zaručenou tvařitelností 80 % a u drátů o středním obsahu uhlíku se skutečnou tvařitelností dokonce přes 90 %. Příklad 1: Jaký minimální průměr můžeme získat při tažení (bez tepelného zpracování) uhlíkových drátů a) bez řízeného ochlazování, b) normalizačně žíhaného a c) řízeně ochlazovaného? Při výrobě středních a malých průměrů drátu z ušlechtilých uhlíkových ocelí je zapotřebí, v závislosti na použitém druhu válcovaného drátu po vyčerpání jeho plasticity, zařadit do technologického procesu výroby patentování pro obnovení deformačních schopností použitého materiálu. Při výrobě velice malých průměrů drátů je pak zapotřebí zařadit do technologického procesu druhé, popřípadě třetí patentování. U některých druhů patentovaných drátů se v technologickém procesu výroby používá také žíhání na měkko, kterým je dosahováno největší měkkosti a tvárnosti. Žíhání na měkko také může nahradit operaci patentování. U vybraných drátů pro nástroje je žíhání na měkko konečnou operací. K zajištění ochrany drátů před korozí je používáno žárové zinkování, při kterém dochází k poklesu pevnosti drátů v tahu, poklesu střídavých ohybů a krutů. Při výrobě drátů do patek pneumatik, drátů pro kordová lanka pneumatik a drátů pro vysokotlaké hadice se provádí před posledním tažením mosazování, popřípadě bronzování předtahových drátů na patentomosazovacích nebo patentobronzovacích linkách elektrochemickým způsobem. Otázky ke kapitole 1 1. Kteří činitelé ovlivňují při výrobě vlastnosti taženého drátu? 2. Jaké jsou základní operace při tažení drátu. 3. Jak kombinace obsahu uhlíku a velikosti deformace ovlivňuje výsledné mechanické vlastnosti? 4. Jaké je základní rozdělení taženého drátu z výrobního hlediska? 5. Co je to patentování drátu? 6. Jaké znáte české a světové výrobce taženého drátu? 7. Jaké máme možnosti (kritéria) rozdělení taženého drátu? 8. Co je výchozím polotovarem pro výrobu taženého drátu. 9. Jaký je postup při výrobě pozinkovaného drátu na pružiny? 10. Čím bude tvořena struktura oceli po ohřevu v peci před patentováním a při rekrystalizačním žíhání? 11. Co je to tvařitelnost materiálu? Co je mírou tvařitelnosti? 12. Co je to zpevňování materiálu? 13. Co je to pevnost v tahu a jaké má jednotky? 14. Co se používá ke zvýšení korozní odolnosti drátů? - 8 -

11 2. POŽADAVKY NA JAKOST VÁLCOVANÉHO DRÁTU 180 minut Po prostudování této kapitoly si připomenete moderní trendy při výrobě oceli, budete obeznámeni s novými trendy při výrobě válcovaného drátu, budete podrobně seznámeni s požadavky drátoven na vlastnosti válcovaného drátu, Jakost ocelového válcovaného drátu (VD) je odrazem úrovně technologie výroby oceli, předvalků (plynule litých předvalků) a technologie válcování. V průmyslově vyspělých státech světa již byly v širokém měřítku zavedeny progresivní technologie výroby oceli i válcovaného drátu, které významně ovlivňují hospodárnost výroby i jakost válcovaného drátu. Progresivní hutní technologie jsou orientovány na vývoj nových značek ocelí, optimálních vlastností pro daný účel použití, na výrobu oceli v kyslíkových konvertorech a elektrických obloukových pecích (EOP), na mimopecní zpracování ocelí v pánvi a její plynulé lití do sochorů a bloků, na moderní čištění a nedestruktivní kontrolu předvalků i hotových výrobků, ohřev předvalků v krokových nebo elektrických pecích, přímé (on-line) válcování drátu, válcování drátu na tratích s předpjatými stolicemi předválcovacího i středního pořadí a hotovními bloky, dvoustupňové řízené ochlazování drátu z doválcovací teploty a tepelně-mechanické zpracování drátu z doválcovací teploty Hlavní trendy výroby oceli a válcovaného drátu kyslíkové konvertory a elektrické obloukové pece mimopecní zpracování oceli (argonování, odsíření, dezoxidace a korekce chemického složení) výroba plynule litých ocelových předlitků (PLP) hliníkem uklidněné nízkouhlíkové oceli výroba VD je v současné době zajišťována výhradně technologií spojitého válcování na kontidrátových tratích (KD)(vstupní průřez až 150x150, hmotnost svitku přes kg, výstupní rychlost přes 140 m.s -1, řízené ochlazování z doválcovací teploty (ŘOVD) (obr. 5.)

12 Obr. 5. Pokládání drátu na Stelmor dopravník Jakost VD významně ovlivňuje užitné vlastnosti taženého drátu (TD) a hospodárnost výroby. Technické požadavky kladené na tažené ocelové nepatentované dráty (z oceli tř. 11) jsou obvykle nižší než na patentované dráty (z oceli tř. 12), technologie výroby a technologické zařízení je jednodušší. Požadavky na jakost válcovaného drátu z oceli tř. 11 jsou proto v porovnání s požadavky na jakost válcovaného drátu z oceli tř. 12 nižší Technické požadavky kladené na VD co největší hmotnost jednoho svitku vyrobeného v jedné žíle správná geometrie, minimální rozměrové odchylky a nekruhovitost co nejmenší úroveň vnitřních vad vhodné chemické složení a jeho vysoká homogenita po průřezu vhodná struktura, velikost zrna s ohledem na co největší tvařitelnost vysoká povrchová jakost (málo okují, bez povrchových vad a oduhličení rovnoměrné rozdělení mechanických, fyzikálních a technologických vlastností po délce svitku Vybrané parametry válcovaného drátu z oceli třídy 11 a 12 podle dokumentuje tabulka 3 a Nejběžnější prohřešky dodavatelů výskyt většího rozptylu chemického složení jednotlivých ocelí nad běžný rámec použití, výskyt povrchových vad (trhlin, oduhličení) nad předepsané hodnoty přístupné podle jednotlivých technických podmínek, výskyt vnitřních vad (dutin, segregace) nad dohodnuté hodnoty, nedostatečná sorbitizace válcovaného drátu (drát bez řízeného ochlazování), nestejnoměrné rozložení mechanických vlastností po délce drátu ve svitku a ve svitcích jednotlivých taveb, časté záměny materiálů, nižší dohodnuté hodnoty vybraných parametrů u jednotlivých jakostí válcovaného drátu v porovnání se zahraničními normami

13 Tabulka 3 Vybrané parametry drátu z oceli třídy 11 pro všeobecné účely a pro šroubárenství Parametr Jednotka Údaj Oborová norma - ON, - ON TP drát a tyče Technické podmínky- TP, - ON ČSN - ČSN - oceli TP drát z KD Použití válcovaného drátu - pro všeobecné účely pro šroubárenské účely Výrobce - TŽ NH TŽ Jakost oceli , 11320, 11343, 11373, (BT-L), (B-N), 11373,11500 Rozpětí uhlíku v tavbě % +0,03 +0,02 +0,03 Chemické složení oceli: max. C % 0,09 0,24 0,11 0,17 max. S % 0,04 0,05 0,045 0,05 max. P % 0,04 0,05 0,045 0,05 Průměr mm 1) 5,5-11,5 5,5 7,0 10,5 11,0-25,0 6,5 10,0 21,0 Mezní úchylky mm ±0,4 ±0,5 ±0,3 ±0,4 ±0,5 Ovalita mm 0,64-0,80 0,35 0,42 0,7 Hmotnost svitku kg % % % Rozměry svitku m 0,86 ; 1,2 ; 1,0 0,86 ; 1,2 ; 1,0 Způsob ochlazení - neuvádí se ŘOVD Stelmor neřízený Tažitelnost - neuvádí se neuvádí se Velikost zrna - neuvádí se neuvádí se Značka oceli Rozmezí pevnosti MPa Hloubka povrchových vad mm 0,2-0,25 0,15-0,25 Hloubka oduhličení m m neuvádí se neuvádí se Množství okují kg.t -1 neuvádí se neuvádí se Vnitřní vady Drát musí být bez rozvrstvení osových dutin a jiných necelistvostí; vycezeniny a nekovové vměstky jsou přípustné, pokud nejsou na újmu tažení U ŘOVD z KD trati vtž φ 5,5-6,5 mm ±0,3 mm Tabulka 3 Parametry VD z ušlechtilé oceli tř. 12 pro všeobecné účely a pro lanové dráty V" Parametr Jednotka Údaj Použití válcovaného drátu - drát pro všeobecné účely pro lanové dráty V" Výrobce - TZ TZ Thyssen, SRN TPC Jakost oceli - C 24 až C 84 C 44.1 až C 74.1 C 64 C 74 Rozptyl uhlíku % 0,05 0,05 05 Chemické složení oceli C74 C74.1 C64 C74 C 0,7-0,8 0,7-0,8 0,63 0,77 Mn 0,4-0,7 0,4-0,7 0,51 0,19 % Si 0,1-0,25 0,1-0,25 0,20 0,19 P,S 0,035 0,03; 0,035 0,020 0,016 Cu, Ni, Cr 0,22; 0,1; 0,1 0,2; 0,1; 0,05 0,08; 0,04; 0,05 Průměr mm 5,5 8 10,5 5,5 7, ,5 6,5 10 6,0 9,5 Mezní úchylky mm ±0,25 ±0,30 ±0,35 ±0,25 ±0,3 ±0,3 Ovalita max. mm 0,35-0,49 0,35 0,42 0,4 Hmotnost svitku kg % % Způsob ochlazování - Stelmor Stelmor Stelmor Tažitelnost (celkový úběr) % Q c,min Velikost zrna podle ČSN Rozmezí pevnosti tavba 137(90%) 118(90%) MPa max svitek Množství okují kg.t Povrchové vady hloubka - délka mm %d j 0,15-0,25 0,15-0,30 Hloubka oduhličení mm 80% - 3% %d j 20% - 4% Hodnocení jakosti dle Bekaerta (počet trestných bodů na 100 svitků) vměstky segregace počet řádkovitost trestných neuvádí se povrchové vady bodů celkem 80% - 2% 20% - 3% 80% - 2,0% 20% - 2,5% max. 130/0100 0,06 0, , ,08 0,

14 Tabulka 5 Prognóza zvýšení jakosti válcovaného drátu z ocelí tř. 12 a vyšších pro dráty s vysokými požadavky na jakost Měrná Údaje v roce Parametr jednotka 1980 A II A II A I A I Jakost oceli - C 74-94, C 70 K,C C 84.1, C C , C 65 L, C 62 d, 53CrV, 65 V 14109, 208, 209, 14260, 15260, atd. Průměr mm 5,5-21,0 5,5-21,0 5,5-25,0 5,5-25,0 Mezní úchylky mm ±0,25-0,50 ±0,25-0,50 ±0,2 ±0,15 Nekruhovitost mm 0,35-0,8 0,35-0,8 0,28 0,25 Hmotnost svitku kg % min % min. 150 Způsob ochlazování - do φ 11 - řízené ROVD ROVD nad φ 11 - neřízené EDC EDC Tažitelnost %Q c,min do φ ) do φ nad φ nad φ Rozmezí pevnosti v tavbě MPa max 137 3) podle jakosti oceli Množství okují kg.t Hloubka povrchových vad kordy 0,15 0,15 0,10 0,10 lana V 0,11-0,25 0,11-0,20 0,10-0,15 0,10-0,15 jehly mm 0,15 0,15 0,07 0,05 hudební nástroje max 0,20 0,15 0,07-0,13 0,05-0,10 ventilové pružiny 0,11-0,25 0,10-0,20 0,02 0,02 valivá ložiska 0,21-0,40 0,15-0,30 0,07-0,20 0,05-0,15 k OTZS 1) 0,15-0,40 0,15-0,30 0,07-0,20 0,05-0,15 Povrchové oduhličení kordy 0,14 0,14 0,10 0,10 lana V" 0,14-0,25 0,10-0,20 0,10-0,15 0,10-0,15 jehly mm 0,11 0,11 0,10 0,07 hudební nástroje max 0,20 0,15 0,10-0,20 0,07-0,13 ventilové pružiny 0,11-0,25 0,10-0,20 0,10 0,07 valivá ložiska 0,21-0,40 0,15-0,30 0,10-0,20 0,07-0,15 k OTZS 0,22-0,40 0,15-0,30 0,10-0,20 0,07-0,15 Hodnocení vnitřních vad a povrchu 4) kordy lana V" počet jehly trestných Nutno stanovit metodiku hudební nástroje bodů na Nutno stanovit metodiku ventilové pružiny 100 svitků valivá ložiska max Nutno stanovit metodiku k OTZS ) k objemovému tváření za studena - OTZS, 2) jen u řízené ochlazovaného válcovaného drátu - ŘOVD, 3) jen pro dráty 0 5,5-11,0 mm, 4) metodika hodnocení jakosti podle Bekaerta, 2.4. Hodnocení vybraných parametrů VD na vlastnosti TD Hmotnost svitku válcovaného drátu ovlivňuje produktivitu práce a časové využití strojů v tažírnách, patentovnách a někdy i pozinkovnách, vícestrojovou obsluhu drátotahů a ekonomiku výroby drátu. Je možné při zpracování svitků větší hmotnosti dosáhnout časových úspor, které umožňují přechod na obsluhu většího počtu strojů. Na druhé straně je ale zapotřebí při překročení určité hmotnosti svitku počítat se zvýšením investičních nákladů na speciální dopravní zařízení, která mohou uvedené výhody snížit nebo eliminovat. S přihlédnutím na stávající používaná dopravní a zvedací zařízení o nosnosti 1200 až 1500 kg v tažírnách je optimální hmotnost svitku 1000 kg. V současné době jsou na moderních válcovacích tratích

15 v závislosti na značce oceli válcovány svitky drátů o hmotnosti 700 až 2500 kg. Za optimální hmotnost svitku považují v současné době zpracovatelé válcovaného drátu s ohledem na své možnosti 1300 kg a 2000 kg s tolerancí ± 25 kg Průměr válcovaného drátu ovlivňuje rychlost ochlazování drátu po válcování a tím také jeho strukturu a mechanické vlastnosti. Se zmenšováním průměru se proporcionálně zvětšuje poměr povrchu k průřezu drátu a drát se rychleji ochlazuje. Z uvedeného důvodu má za stejných výrobních podmínek tlustě válcovaný drát v porovnání s tenčím drátem hrubozrnnější strukturu a poněkud nižší pevnost. Veliká tolerance (viz. tabulka 4) a ovalita průměru válcovaného drátu nepříznivě ovlivňují mechanické vlastnosti taženého drátu, zvyšují spotřebu průvlaků, maziva a snižují využití drátotahů zvýšením přetrhů drátu během tažení. Příklad 2: VD o průměru 5,5 mm s tolerancí ± 0,4 mm se táhne na 4,5 mm. V jakém rozmezí může kolísat skutečná deformace? Jaký vliv bude mít na deformaci ovalita drátu = 0,8 mm? ( = d 1 d 2 ) Tabulka 4 Vybrané parametry válcovaného ocelového drátu podle oborových norem. Jmenovitý Mezní úchylky průměrů Hmotnost průměr drátu provedení Plocha průřezu běžného metru d běžné přesné 1) drátu mm mm mm 2 kg.m -1 5,5 23,76 0,186 6,0 28,27 0,222 6,5 ±0,4 ±0,3 33,18 0,261 7,0 38,48 0,302 7,5 44,18 0,347 8,0 50,27 0,395 8,5 56,75 0,446 9,0 63,62 0,499 9,5 70,88 0,556 10,0 78,54 0,617 11,0 95,03 0,746 12,0 113,1 0,888 13,0 132,7 1,042 14,0 153,9 1,208 15,0 176,7 1,387 16,0 ±0,5 ±0,4 201,1 1,578 17,0 227,0 1,782 18,0 254,5 1,998 19,0 283,5 2,226 20,0 314,2 2,466 21,0 346,4 2,719 22,0 380,1 2,984 23,0 415,5 3,262 24,0 452,4 3,551 25,0 490,9 3,853 1) Dodává se po dohodě s dodavatelem

16 Vnitřní vady VD Drát musí být bez segregací a řádkovitostí, necelistvostí, osových staženin a takových vměstků, které budou na závadu při dalším zpracování (běžná definice bezvadného drátu podle dodacích podmínek TŽ, a.s.). Tato specifikace vnitřních vad je obecná a neurčitá a je s přihlédnutím na vysoké požadavky, kladené zejména na vysokopevnostní druhy, např. lanového, pružinového, jehlového a kordového drátu nevyhovující. Belgická firma Bekaert má vypracován systém hodnocení jakosti válcovaného drátu z oceli třídy 12, který zajišťuje hodnocení tavby systémem trestných bodů za mikročistotu (vměstky), vycezeniny, vláknitost struktury a povrchové vady a komplexním kritériem - indexem kvality tavby QI Vměstky (inclusion) Vměstky ve slitinách železa dělíme do tří hlavních skupin na: oxidy, sirníky a křemičitany. Vlastnosti ocelového válcovaného drátu ovlivňuje množství a velikost vměstků, typ a plasticita vměstků a rozložení vměstků v materiálu. Množství vměstků je měřítkem dokonalosti odstraňování nečistot z oceli. Při výrobě tyčí je velmi důležitá volba prvků dezoxidace. Ačkoli je hliník prvkem nejvíce ovlivňujícím proces dezoxidace, má za následek produkci vměstku Al 2 O 3. Když se pro dezoxidaci použije Si a Mn, vyskytnou se v průběhu tepelného válcování sulfidy a silikáty. Shluk vměstků Al 2 O 3 drasticky zhoršuje tažitelnost drátu (viz. obr. 6). Nicméně, jestliže je v průběhu tavby přidáno Ca, může být v limitovaném množství Al použít pro dezoxidaci. Obr. 6. Lom taženého drátu s nedeformovatelným hliníkovým vměstkem. Při výrobě tyčí a drátů je velmi důležitým faktorem reoxidace. Nedodržuje-li se obezřetnost, tavená ocel, která již byla dezoxidována, může být opětovně zoxidována v průběhu procesu odlévání z důvodu reakce s kyslíkem v prostředí nebo žáruvzdorných prvků či strusky. Nekovové vměstky, které se zde vyskytují, jsou nejdůležitějším faktorem, který způsobuje lámání drátů a tyčí v průběhu tažení. Kromě toho se jako důsledek metalurgických reakcí mohou tvořit nekovové vměstky uvnitř roztavené oceli. Tyto fáze ovlivňují mechanické vlastnosti tyčí. Jedná se o větší cizí tělesa a nekovové matriály nebo třísky, které zpravidla vyplňuje mezery mezi povrchem tyče a vrstvou okují. Obvykle

17 jsou nekovovými vměstky sulfidy, oxidy, silikáty nebo směsi několika z těchto látek. Tyto vměstky mohou být přítomny v nevhodném množství, nebo s nevhodnými rozměry v materiálu. Nekovové vměstky jsou výsledkem procesu válcování. V procesu válcování se nekovové vměstky dostávají do tekuté oceli a v procesu tažení drátu se téměř vždy uspořádají podélně. Zjistilo se, že ve zkušebních vzorcích se vyskytovaly vměstky s průměrem až do 1,5mm. Řádky těchto vměstků vedou k propagaci trhlin. Různé vady tyčí tudíž limitují minimální průměr drátu v procesu tažení drátu. Zárodky mikrotrhlin vznikají v místech, které jsou vystaveny ohýbání a kroucení. Rozšiřování trhlin podél bariéry vměstků je ukázán na obr. 7. Plocha lomu má schodovitý tvar, jak je možno vidět na obr. 8. a tento stav je důkazem rozšiřování trhlin podél bariér vměstků. Plocha lomu je ukázána na obr. 9. Bariéry vměstků se průběžně protahují, viz. obr. 10. Občas lze objevit samostatné nekovové městky (viz obr. 11.). Dále, jsou zde nedeformovatelné hrubé částice (coarse particle), (obr. 12.) Tyto vměstky a částice jsou obecně čisté silikáty (obr. 10.) nebo komplexní vměstky (obr. 11.). Pár vměstků bylo pozorováno pouze v blízkosti plochy lomu u některých vzorků, jak je vidno z obr. 13. Občas se vyskytují hrubé vměstky těsně pod povrchem, které postupují směrem k povrchu pod ostrým úhlem (viz obr. 14.). Obr. 7. Rozšiřování trhlin podél bariéry vměstků Obr. 8. Výskyt schodovitého tvaru lomu důsledkem vměstků Obr. 9. Snímek plochy lomu z elektronového mikroskopu Obr. 10. Linie vměstků

18 Obr. 11. Linie vměstků Obr. 12. Hrubé částice Obr. 13. Plocha lomu po naleptání Obr. 14. Hrubé vměstky těsně pod povrchem Obr. 15. Hrubé částice TiN Obr. 16. Hrubé vměstky oxidů železa Během výroby drátu z legované oceli se mohou ve struktuře vyskytovat karbidy nebo nitridy. Obr. 15. ukazuje částice TiN o průměru 5 µm, které byly zjištěny na lomové ploše pružiny

19 Okuje Jednou z vad, vyskytujících se v průběhu výroby tyčí, jsou oxidy železa, které se mimovolně dostávají do oceli v průběhu výroby. Tyto vady se objevují pod povrchem. Na obr. 16. jsou zachyceny vměstky oxidů železa pod povrchem drátu. V průběhu tažení drátu způsobují tyto vměstky trhliny (crack) na povrchu drátu (viz obr. 17.). Obr. 18. ukazuje obraz hrubých částic (částice oxidů železa) pomocí optického mikroskopu. Detailní obraz těchto vměstků pomocí světelného mikroskopu je na obr. 19. Během tažení drátu způsobuje tento druh vad trhliny ve tvaru V. Podíl tohoto druhu vad je velmi nízký a činí zhruba pouze 5%. Obr. 17. Trhliny na povrchu drátu Obr. 18. Snímek cizích těles v drátu pomocí optického mikroskopu Obr. 19. Detailní snímek částice z obr. 15. Obr. 20. Martenzit na povrchu drátu vzniklý jako důsledek špatných parametrů tření Vady jako důsledek tažení Druhá skupina vad je výsledkem procesu tažení drátu. Nejčastěji se během tažení drátu vyskytují tyto dva druhy vad: oblast zpevnění z důvodu nedovolené deformace a trhliny ve tvaru V z důvodu zatlačení cizích těles

20 V procesu tažení drátu jsou často k vidění vady, které plynou z nevhodných podmínek tření. Podíl takových vad je přibližně 25%. Vlivem nevhodných třecích podmínek se na povrchu drátu mohou objevit martenzitické oblasti (viz obr. 20.) nebo bainitické oblasti (viz obr. 21.) nebo oblasti popuštěného martenzitu (obecně zakalené oblasti hardened zone). Obzvláště povrchové martenzitické oblasti jsou místem výskytu trhlin jak je vidět na obr. 22. Tyto trhliny vedou k lomům a někdy, jak je vidět na obr. 23., vedou k trhlinám ve tvaru V v průběhu tažení drátu. Obr. 21 Snímek po naleptání Obr. 22: Zóna zpevnění na povrchu a výskyt trhlin (crack) Obr. 23. Výskyt trhlin ve tvaru V na povrchu vzorku Obr. 24. Vady a povrch drátu

21 Technologie tváření Obr. 25. Cizí těleso, které se dostalo do drátu po naleptání Obr. 26. Mikrostruktura cizího tělesa Během tažení drátu mohou rovněž cizí tělesa (foreign bodies), která se mimoděk dostávají na povrch drátu, způsobovat vážné povrchové defekty podobné jako trhliny ve tvaru V. Na Obr. 25. je pohled optickým mikroskopem na tento druh vad. Obr. 26 ukazuje mikrostrukturu cizího tělesa. Z těchto obrázků je možno vidět, že cizí těleso a drát jsou tvořeny ze stejného materiálu, ale mikrostruktura cizího tělesa je odlišná. Zatímco mikrostruktura drátu je sorbitická, mikrostruktura cizího tělesa je tvořena bainitem nebo popuštěným martenzitem. Proto je tedy cizí těleso tvrdší než drát Povrchové vady VD Tyče a dráty, ať už ocelové nebo z neželezných kovů, jsou vyráběny válcováním za tepla, které následuje po plynulém lití. Vady na povrchu drátu vznikají nejen při těchto procesech, ale také během tažení a nevhodnou manipulací. Povrchové vady a trhliny válcovaného drátu byly klasifikovány japonským institutem Iron and Steel (viz. obr. 27). Obr.27. Klasifikace povrchových vad a trhlin válcovaného drátu

22 Vliv tažení na změnu tvaru transversální trhliny Na obr. 28. resp. 29. je znázorněn průřez resp. SEM fotografie drátu s uměle vytvořenou transversální trhlinou před a během tažení. S rostoucím stupně deformace se šířka trhliny zvětšuje ve směru tažení a dno trhliny postupně stoupá, trhlina má tendenci se vyhladit. Po pěti úběrech je trhlina zcela vyhlazená. U trhlin s nekonkávním tvarem nedojde vlivem tažení k uzavření trhliny. Obr. 28. Změny tvaru transversální trhliny během vícenásobného tažení Obr. 29. Změny tvaru transversální trhliny během vícenásobného tažení (SEM) Vliv tažení na změnu tvaru podélné U trhliny Na obr. 30. je ukázán výsledek počítačové simulace zavírání rýhy čtvercového tvaru o hloubce 0,3 mm šířce také 0,3 mm na drátu o průměru 10 mm. Je zřejmé, že povrchová vada přejde do hloubky drátu ve formě přeložky. Obr. 30. Změny tvaru rýhy během vícenásobného tažení

23 Vliv tažení na změnu tvaru podélné V trhliny Na obr. 31. je znázorněn vliv tvaru V rýhy na její schopnost se vyhladit. Existují dva mechanismy vyhlazování V trhlin: stoupání dna trhliny k povrchu a zatlačení dna dolů a uzavření stěn trhliny. Hranice mezi oběma mechanizmy uzavírání V rýhy je okolo 150. Pokud je uhel V rýhy menší než 150 vznikne přeložka. Vliv úhlu V rýhy na délku přeložky dokumentuje graf na obr.32. Vysvětlivky ke grafu lze nalézt na obr. 31. vlevo. Obr. 31. Změny tvaru v rýhy během tažení Obr. 32. Závislost mezi úhlem V rýhy a délkou přeložky Povrchové vady VD - odstraňování Způsoby odstranění vad z povrchu drátu: vyřezání trhlin s použitím rozbrušovacího kotouče vybroušení trhliny vyřezání trhliny loupáním Na obr. 33. jsou uvedeny výsledky PC simulace zkoumající jaký vliv má broušení, jako způsob odstranění trhliny, na chování drátu při následném tažení. Drát o průměru 10 mm měl rýhy o hloubce 0,5 mm. Úhel tažného kužele průvlaku byl 6 a deformace 20%. Oblast kde bylo simulováno odstranění rýhy byla po 3 úběrech zcela uzdravená. Po 1. úběru bylo zaznamenáno mírné prohnutí drátu, které bylo dalšími úběry odstraněno

24 Obr. 33. Změny tvaru místa, kde došlo k odstranění rýhy Příklad 3: Stanovení významnosti vad TD pomocí Paterovy analýzy (PA) Paterova analýza slouží ke stanovení priorit při řešení problémů s jakostí a k oddělení podstatných faktorů od méně podstatných Paretův princip. Paretův princip: Vysoký podíl veškerého bohatství vlastní pouze malé procento obyvatel (80% bohatství/20% obyvatel). Oblast použití PA: analýza počtu neshodných výrobků a jejich druhů, analýza ztrát spojených s neshodnými výrobky resp. druhy neshod, analýza časových a finančních ztrát spojených s vypořádáním neshodných produktů, analýza reklamací z hlediska finančních ztrát nebo důvodů reklamací, analýza příčin výroby neshodných produktů, analýza příčin prostojů strojů, atd. Bylo zkoumáno 37 vad které se vyskytují během tažení drátu a 84 vad, které se vyskytují v průběhu mechanických zkoušek nebo výrobě různých předmětů využívajících tažený drát. Bylo určeno, že hlavní podíl na vzniklých vadách mají: nekovové vměstky, martenzitický a/nebo bainitický povrch a povrchové vady. Počet a podíl vad v souladu s typem vad je ukázán v tabulce 5. Rozsah neshod je také presentován na obr. 34. Tabulka 5 Škála vad v průběhu výzkumné studie. Příčiny vad Počet vad Podíl vad (%) 1 Vady jen z důvodu vměstků Vady, kde vměstky hrály roli Vady jen z důvodu tření martenzitu Vady, kde tření martenzitu hrálo roli Vady z důvodu zpevnění zón (bainit nebo temperovaný martenzit) 6 Vady jen z důvodu povrchových vad Vady z důvodu cizích těles v průběhu tažení drátu Vady z důvodu cizích těles v průběhu výroby tyčí 5 4 Celkem

25 Obr. 34. Podíl vad v průběhu výroby ocelových drátů a jejich užití (viz. tabulka 1). Jak ukazuje obr. 34., nekovové vměstky hrají roli v 81% případů vad. 50% vad vyplývá z čistě nekovových vměstků. Pokud vezmeme do úvahy Paterovo pravidlo 80/20 zjistíme, že nekovové vměstky jsou velmi důležitým faktorem pro vznik vad při tažení drátu Chemické složení a nečistoty v oceli Chemické složení ocelí tříd 11 a 12 používaných k výrobě válcovaného drátu je podrobně specifikováno v příslušných technických předpisech (normách). Chemické složení vybraných jakostí ocelí dokumentuje tabulka 7. Největší vliv na mech. vlastnosti má C. Přibližně se dá říct, že se stoupajícím obsahem C roste pevnost oceli ( C o 0,1 % Re o 100 MPa) (viz. tabulka 8) Plastické vlastnosti (tažnost, počet ohybů nebo krutů do lomu) se však zhoršují. Pro výpočet pevnosti válcovaného drátu byla navržena celá řada vzorců: Pevnost VD z ocelí třídy 11 a 12: R mv ( 30 + a C + Mn) kd = 9,81 b (01) Tabulka 6 Konstanty a a b v rovnici (01) Typ drátu a b Drát patentovaný do olova Drát patentovaný vzduchem Válcovaný drát Normalizační žíhání s ochlazováním na vzduchu Žíhání na měkko na jemný globulární perlit 35 5 Žíhání na měkko na hrubý globulární perlit 25 5 R mv R mv Pevnost ŘOVD průměru 5,5 mm z oceli třídy 12: ( 10, ,5 C + 23, Mn) = 9,81 9 (02) ( C + 0,25 Mn) + 9, vφ = (03) Pevnost ocelového zapatentovaného drátu:

26 100 R mp = 1000 C (04) d kde 0,0498 k d = 1,1047 d je koeficient přepočtu pevnosti drátu v závislosti na průměru drátu d [mm] C, Mn jsou obsahy chemických prvků v hm. % v φ je rychlost ochlazování, 2 až 38 [ C.s -1 ] Příklad 4: Pomocí tabulkového procesoru Excel sestrojte graf závislosti pevnosti drátu na obsahu uhlíku pro všechny strukturní stavy popsané v tabulce 6 a pro průměr drátu d = 5 a 10 mm. Načrtněte struktury odpovídající jednotlivým technologiím (využijte kapitolu ) Vyslovte závěr. Tabulka 7 Chemické složení ocelí pro výrobu tažených drátů Označení Chemické složení [hm. %] materiálu C Mn Si P S P + S Cu Ni Cr max , ,04 0, , ,045 0, , ,05 0, , ,05 0, , ,05 0, C24 0,20 0,30 0,30 0,60 0,10 0,28 0,045 0,045 0,08 0, C34 0,30 0,30 0,10 0,035 0,035 0, ,40 0,60 0, ,30 0,50 0,17 0,040 0, ,40 0,80 0,37 C44 0,50 0,30 0,10 0,035 0,035-0, ,50 0,60 0,25 C 54 0,50 0,30 0,10 0,035 0,035-0, ,60 0,67 0,54 C58 0,54 0,62 0,30 0,67 0,10 0,25 0,035 0,035-0, ,55 0,50 0,17 0,040 0,040 0,07-0,65 0,80 0, C64 0,60 0,30 0,10 0,030 0,035 0,06 0,22 0,10 0,10 0,70 0,62 0,25 C641 0,60 0,30 0,10 0,030 0,035 0,06 0,20 0,10 0,05 0,70 0,62 0, ,60 0,60 max 0,035 0, ,70 0,80 0,35 C74 0,70 0,30 0,10 0,030 0,035 0,06 0,22 0,10 0,10 0,80 0,62 0,25 C741 0,70 0,30 0,10 0,030 0,035 0,06 0,20 0,10 0,05 0,80 0,62 0,25 C78 0,74 0,30 0,10 0,030 0,035 0,06 0,22 0,10 0,10 0,82 0,62 0,25 C 84 0,80 0,90 0,30 0,57 0,1 0,22 0,035 0,035 0,06 0,22 0,10 0, ,80 0,90 0,20 0,60 max 0,35 0,030 0,035 0,

27 Tabulka 8 Vliv obsahu uhlíku na pevnost Značka oceli Průměrný obsah Průměrná Značka oceli Průměrný obsah prvků Průměrná pevnost 1) 2) uhlíku pevnost C Mn - [%] [MPa] - [%] [MPa] 3) ,08 0,09 0,10 0,15 0, C24 C34 C44 C54 C64 C74 C84 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 1) - podle J.Bača, 2) - podle T. Nishioka. 3) - průměrnou pevnost ŘOVD průměru 10,0 mm jakosti C24 - C 84 stanovíme násobením hodnot podle 1) koeficientem 0,973, podle 2) koeficientem 0,984 0, K zabezpečení rovnoměrných vlastností taženého drátu v jednotlivých tavbách je žádoucí, aby rozptyl uhlíku nepřesahoval 0,05 %, u náročných druhů drátu 0,03 % (např. u oceli pro objemové tváření, ocelí pro výrobu kordového drátu, pružinového drátu tř. 1 a 2, drátu pro kuličková ložiska apod.). Vysokonamáhané dráty (lana, pružiny) mají mít co nejmenší obsah Cu, Ni a Cr (do 0,2 %). Nečistoty v oceli výrazně ovlivňují vlastnosti válcovaného drátu a tím i taženého drátu. Nečistoty v oceli tvoří: Doprovodné prvky, které jsou v oceli rozpuštěny. Velice škodlivými nečistotami oceli jsou fosfor a síra. Fosfor bývá mj. příčinou lámavosti drátu za studena a často způsobuje nečekané lomy, síra pak může mít vliv na povrchové trhliny při válcování. Uhlík, fosfor a síra mají velký sklon k segregaci. Nestejnorodost ocelí, tzn. segregace, vycezeniny a řádkovitost působí nepříznivě na tvárnost a soudržnost materiálu, v oblasti segregace může docházet k lomům drátu. Vycezeniny jsou také příčinou vzniku trhlin a zhoršují mechanické vlastnosti materiálu dokonce ve větší míře než dendritické segregace. Podle norem je limitováno maximum fosforu na 0,0035 %, ale je doporučováno, aby pro tyče určené k tažení bylo maximum 0,025 %. Naproti tomu maximální obsah síry může být až 0,040 %, protože S příliš nezhoršuje tažnost. Příčinou tohoto je fakt, že vměstky MnS se snadno protahují ve směru válcování. Protažené vměstky MnS na druhé straně způsobují anizotropii mechanických vlastností. Rovněž i přítomnost plynů v oceli (O, H, N) zhoršuje vlastnosti válcovaného i taženého drátu. Dusík je jedním z nežádoucích prvků. I když je dusíku okolo 0,01%, může to způsobit, mírný nárůst meze kluzu a pevnost v tahu, avšak tvařitelnost rapidně klesá. Vměstky, které jsou přítomny jako zvláštní mechanicky zadržené částice. (viz kapitola ) Strukturní stav oceli Struktura nepatentovaného nízkouhlíkového drátu je tvořena převážně feritem s menšími oblastmi perlitu na hranicích zrn. Tvařitelnost této struktury závisí převážně na velikosti zrna a na přítomnosti částic, které se mohou stát iniciátorem vzniku trhlin (karbidy, nitridy, vměstky). Z hlediska tvařitelnosti také není příliš vhodná feriticko perlitické struktura s řádkovým uspořádáním obr

28 Obr. 35. Feriticko perlitické struktura, pásové uspořádání, 500x Oceli s vyšším obsahem uhlíku jsou tvořeny převážně perlitickými koloniemi, doplněnými síťovím feritu po hranicích bývalých austenitických zrn. jelikož se jedná o dvoufázovou strukturu je obecně méně tvárná než čistě feritická struktura. Je žádoucí za účelem dosažení dobré tažitelnosti získat velmi jemnou lamelární perlitickou strukturu (sorbit). V důsledku nesprávného nastavení krystalizátoru nebo zařízení pro tepelné zpracování (patentování) chladícího zařízení (řízené ochlazování VD) se mohou tvořit, lokálně nebo přes celý průřez, nežádoucí fáze: ferit, bainit nebo martenzit. Vhodná struktura a optimální velikost zrna zabezpečí vysokou tvařitelnost VD bez nutnosti zařadit do procesu výroby mezioperační žíhání. ŘOVD v TŽ,a.s. zvýšilo tažitelnost patentovaného drátu na 80% Q c, vyšší pevnost však s sebou přinesla další obtíže při tažení. Vhodnou perlitickou strukturu (z hlediska tvařitelnosti) lze definovat pomocí mikrostrukturních faktorů perlitu (obr. 36.) takto: Nižší velikost perlitické kolonie a nižší mezilamelární vzdálenost napomáhají lepší tvařitelnosti. Jedná-li se o nadeutektoidní oceli, je z hlediska tvařitelnosti lepší zvýšení objemového podílu cementitu, tím se zamezí vzniku proeutektoidního síťoví cementitu na hranicích původních austenitických zrn. Mikrostruktura lamelárního perlitu je na obr. 37. Zlepšení tvařitelnosti eutektoidních ocelí lze dosáhnout zařazením žíhání na měkko před vlastní tažení. Ocel pak má strukturu tvořenou lobulárním perlitem (obr. 38.) Obr. 36. Mikrostrukturní faktory perlitu

29 Obr. 37. Lamelární perli, zvětšení 750 x Obr. 38. Globulární perlit, zvětšení 600 x Jakost povrchu VD Množství a složení okují ovlivňuje kapacitu odokujovacích zařízení a hospodárnost povrchových úprav drátu. Z uvedených důvodů je nutno množství okují na povrchu válcovaného drátu minimalizovat a složení okují přizpůsobit požadavkům na různé povrchové úpravy válcovaného drátu před tažením (moření, tryskání, ohýbání, kartáčování aj.). Množství okují na povrchu ŘOVD se pohybuje v rozsahu 4 a 5 kg.t -1 a je za stávajících výrobních podmínek vyhovující Hloubka povrchových vad zvláště se sleduje při výrobě náročného sortimentu (těžní lana, jehly, pružiny, ). Je-li hloubka vady do 0,15 mm a její délka je malá výrazně klesá riziko přetržení drátu při tažení Oduhličení válcovaného drátu (viz. obr. 39.) z ocelí tř. 12 do značné míry zhoršuje vlastnosti taženého drátu. Snižuje např. únavovou pevnost lanového a pružinového drátu ve střídavém ohybu a ve svých důsledcích mez únavy pružin a lan. Zvlášť vysoké požadavky na oduhličený povrch jsou kladeny na jehlové dráty. Jehla vyrobená z drátu povrchově oduhličeného je po zakalení nerovnoměrně tvrdá. Při tažení povrchově nerovnoměrně oduhličeného válcovaného drátu vznikají na drátě příčné trhliny, které jsou způsobeny různou pevností povrchu drátu

30 Drsnost povrchu Obr. 39. Oduhličená vrstva drátu s 0,7 % C, 20 x Běžná drsnost povrchu válcovaného drátu nemá zejména při vícenásobném tažení drátu na jeho jakost větší vliv. Jen u válcovaného drátu s velikou drsností povrchu dochází, při použití nevhodného nosiče maziva a při nevhodném mazání během tažení, k velikému překročení kritické teploty drátu, která zhoršuje zejména vlastnosti taženého ocelového drátu. Vliv drsnosti povrchu válcovaného drátu se nepříznivě projevuje zejména na drátech, které jsou taženy malými celkovými úběry do 20 %. S růstem celkového úběru se tento vliv zmenšuje. Drsnost povrchu taženého drátu je rovněž významně ovlivněna technologií výroby drátu (mořením, tepelným zpracováním, tažením). Otázky ke kapitole 2 1. Jaké jsou moderní trendy při výrobě oceli? 2. Co znamenají zkratky PLP, EOP, KDT a ŘOVD? 3. Co je to sorbit? 4. Čím se řídí hmotnost svitku válcovaného drátu? 5. Co je to ovalita a jak se stanovuje? 6. Jak vměstky ovlivňují tvařitelnost oceli? 7. Jaký je z hlediska tvařitelnosti hlavní rozdíl mezi vměstkem MnS a AL 2 O 3? 8. Vyjmenujte nejběžnější povrchové vady VD a pokuste se zamyslet nad jejich příčinou. 9. Jak ovlivňuje obsah uhlíku strukturu a mechanické vlastnosti oceli? 10. Co jsou to mikrostrukturní faktory perlitu? Jak ovlivňují tvařitelnost oceli? 11. Co je to martenzit a bainit a jak může dojít k jejich výskytu? Proč je jejich výskyt nežádoucí? 12. Čím je ovlivněna tvařitelnost nízkouhlíkových ocelí? 13. Jaké znáte nečistoty v oceli? 14. Proč je u dynamicky namáhaných drátů nežádoucí vyšší míra oduhličení? 15. Jak zní Paterovo pravidlo?k čemu slouží Paterova analýza? Zamyslete se nad jiným využitím než bylo uvedeno v příkladě

31 3. ODOKUJENÍ A POVRCHOVÁ ÚPRAVA VD 180 minut Po prostudování této kapitoly budete znát rozdíl mezi rzí a okujemi, budete znát mechanismus vzniku okují a vliv technologických podmínek na jejich vlastnosti, budete obeznámeni se s teorií chemického a mechanického odstraňování okují před tvářením za studena, se budete orientovat v základních technologických aspektech odokujování 3.1. Koroze Korozí rozumíme postupné chemické nebo fyzikálně chemické znehodnocování materiálu za působení okolního nejčastěji plynného nebo kapalného prostředí. Korozi podléhají nejen kovové materiály, ale i materiály nekovové. Nejčastějším korozním prostředím je atmosféra. Významná jsou však i jiná prostředí jako půdy různé agresivity, říční a mořské vody nebo prostředí s vysokou agresivitou ve výrobních závodech (kyseliny, zásady, soli). Podle charakteru probíhajících dějů se koroze obvykle dělí na chemickou (koroze v plynech a nevodivých kapalinách) a elektrochemickou (koroze v elektrolytech) Tvorba okují a rzi Je důsledkem koroze oceli, kdy dochází k samovolnému porušení povrchu oceli vlivem vzájemného chemické a elektrochemického působené s okolním prostředím. Za běžných atmosférických podmínek se můžeme na oceli setkat se rzí. Ta vzniká pomocí mechanismu naznačeného na obr. 40. dvěma na sobě nezávislými reakcemi, anodovou a katodovou. Z hlediska technologie nepůsobí rez větší problémy protože je poměrně snadno odstranitelná z povrchu drátu. Nejzávažnějším, a také nejrozšířenějším, případem koroze je koroze chemická (v plynném prostředí) při vysokých teplotách, která vede ke vzniku okují. Korozí atmosférickou se budeme více věnovat v kapitole 9.2. V mořírenské praxi se setkáváme se rzí při špatném dlouhodobém skladování, nebo vlivem nedostatečné neutralizace po moření

32 Obr. 40. Princip elektrochemické koroze (rust rez) Jak již bylo řečeno výchozí surovinou pro výrobu taženého drátu je drát válcovaný za tepla. tento drát, stejně jako drát po tepelném zpracování bez použití ochranné atmosféry, jeho povrch je pokryt vrstvou okují, která vzniká při styku s kyslíkem ze vzduchu při vyšších teplotách, jak je patrno z rovnovážného diagramu Fe O na obr. 41. Okuje jsou v uhlíkových ocelích tvořeny na sebe navazujícími vrstvami, lišícími se navzájem váhovým poměrem železa a kyslíku, v pořadí wüstit FeO, magnetit Fe 3 O 4 a hematit Fe 2 O 3. Tyto názvy vám určitě nejsou neznámé, jedná se o železné rudy. Je zajímavé, že slučování železa s kyslíkem je vlastně obrácený pochod než ten, kterým bylo železo z těchto rud získáno. železo se tak vlastně vrací do původního stavu. Vybrané vlastnosti vrstev okují v železe jsou uvedeny v tabulce 9. Obr. 41. Rovnovážný diagram železo kyslík

33 Tabulka 9 Vybrané vlastnosti oxidů železa v okujové vrstvě Název oxidu Obsah 0 2 Hustota Odstranění okují [hm. %] [g.cm -3 Barva ] v kyselinách mechanicky FeO - wustit 22,27 5,9 až 6,0 šedočerná velice snadné obtížné Fe magnetit 27,64 4,6 až 5,3 černá obtížné snadné Fe hematit 30,05 5,1 až 5,25 červenohnědá, červenošedá velice obtížné snadné Příklad uspořádaní okujových vrstev je schematicky uveden na obr. 42. a, odpovídající mikrostruktura je na obr. 42 b. Takovéto uspořádání můžeme očekávat, vznikly li okuje za teplot C a materiál byl dodatečně delší dobu temperován. Pokud by nebyl materiál dodatečně temperován neobjevily by se oblasti transformovaného magnetitu. Za teplot do 575 C nevzniká FeO, tedy okuje budou tvořeny jen zbývajícími dvěma vrstvami. Okuje vzniklé za teplot nad 1200 C neobsahují Fe 2 O 3, který je za těchto teplot nestálý. Způsob vzniku okují si lze představit takto: V první fázi dochází ke shlukování kyslíku na povrchu kovu. Nastává adsorpce kyslíku těsně při povrchu a dochází ke slučování atomů kyslíku a železa. Vzniká první slaboučká vrstva oxidů, taj nepravidelná a značně pórovitá. Těmito póry pronikají další atomy kyslíku a oxidace pokračuje vrstva okují nabývá na tloušťce až se vytvoří souvislý povlak. Další oxidace by se měla zastavit (u některých kovů se v této fázi oxidace skutečně zastaví Al). Většinou však oxidace pokračuje, protože vrstva okují propouští cizí atomy. Zvenčí jsou to atomy kyslíku a zevnitř atomy železa, které se pak uvnitř vrstvy začnou slučovat. protože je rychlost difuze železa vyšší než kyslíku roste okujová vrstva směrem ven. Rychlost pronikání atomů okujemi (difuze) a tedy i rychlost růstu vrstvy silně závisí na teplotě, zvětšení tloušťky okujové vrstvy naopak difuzi brzdí a dochází tak ke zpomalování růstu. Obr. 41. a) schéma uspořádání vrstev okují, b) mikrostruktura zokujeného povrchu

34 Vliv teploty a doby ohřevu na množství okují popisuje následující rovnice: Z 9000 = 49 τ exp (05) T kde Z je množství okují (g.m -2 ) narostlé za dobu τ (s) při teplotě T (K) Tento a podobné rovnice platí pro konkrétní chemické složení oceli a pro konkrétní atmosféru, nemá zatím přílišný praktický význam protože nevystihuje kvalitativní složení okují. Struktura, vlastnosti a tloušťka okujové vrstvy VD z uhlíkových ocelí je při vysokých teplotách závislá na chemickém složení, na teplotě a době ohřevu (to platí hlavně pro tzv. primární okuje), na rychlosti ochlazování, na doválcovaní teplotě a na způsobu ochlazování voda, vzduch apod. (sekundární okuje). Tyto vzájemně se ovlivňující činitelé vzniku okují nakonec ovlivní celý proces moření ocelí. Složení a tloušťka okují na povrchu VD jsou dokumentovány v tabulce 10. Vliv teploty ohřevu na složení okují nízkouhlíkové oceli dokumentuje obr. 42. Tabulka 10 Složení a tloušťka okují na povrchu VD Složení okují u oceli Mu8, průměr drátu 6,5 mm (obsah uhlíku v oceli 0,08 %) Řízené ochlazování Neřízené ochlazování Tloušťka okují u oceli StB2, průměr drátu 6,5 mm (obsah uhlíku v oceli 0,08 až 0,12 %) Řízené ochlazování Neřízené ochlazování FeO Fe Fe [hm. %] 86,6 13,0 0,4 58,5 30,5 11,0 FeO Fe Fe [µm] 4 1,5 0,1 25 7,0 2,0 Obr. 42. Vliv teploty ohřevu na složení okují nízkouhlíkové oceli

35 3.3. Odokujování ocelového drátu Okuje na povrchu ocelového drátu jsou tvrdé, křehké, na drátu obtížně tvařitelné, vyznačují se vysokým koeficientem tření, a proto se musí před tažením odstranit. K odstranění okují se aplikují chemické, mechanické, elektrochemické a speciální postupy (viz. obr. 43.). Obr. 42. Metody odstraňování okují z oceli Chemické odokujování - moření Jedná se o pochod při němž jsou okuje vystaveny, chemickému, mechanickému a tepelnému působení. Jedná se o velice složitý a komplexní pochod. Z 90% je prováděno v kyselině sírové a chlorovodíkové Teorie moření Z chemického hlediska je moření vlastně rozpouštění oxidů, které tvoří vrstvu okují a současně i vlastního kovu v kyselinách. Okujová vrstva je tvořena několika odlišnými vrstvami různých oxidů, ovšem bez výrazně ostrého rozhraní. Tato vrstva je chemicky i mechanicky nehomogenní, obsahuje mnoho nepravidelností v krystalové mřížce, množství pórů a bublin, trhlin apod. Podle podmínek vzniku okují se tedy liší nejen jejich chemické složení a rozvrstvení, ale i tloušťka, pórovitost a soudržnost, a proto i doba moření. Rozpouštění okujové vrstvy může probíhat podle řady chemických rovnic (viz. tabulka 11)

36 Tabulka 11 Předpokládaný chemismus rozpouštění okujové vrstvy v anorganických kyselinách. Pořadové číslo Chemická reakce Rovnice reakční rychlosti 1. FeO + 2 H + = Fe 2+ + H 2 0 r 1 =k, (H + ) 2 2. Fe H + = 2 Fe 3+ + Fe 2+ + H 2 0 r 2 = k 2 (H + ) 8 3. Fe H + = 2 Fe H 2 0 r 3 = k 3 (H + ) 6 4. Fe (OH) H+ = Fe H 2 0 r 4 = k 4 (H + ) 3 5. Fe (OH) H + = Fe H 2 0 r 5 = k 5 (H + ) 2 6. Fe + 2 H + = Fe 2+ + H 2 r 6 = k 6 (H + ) 2 7. Fe + 2 H + = Fe H r 7 = k 7 (H + ) 2 -k 7 (H) 2 8. Fe 3+ + H = Fe 2+ + H + r 8 = k 8 (H) 9. 2 Fe 3+ + Fe = 3 Fe 2+ r 9 = k 9 (Fe 3+ ) 2 Protože je vrstva okují vždy pórovitá, nepůsobí kyselina při moření jen na vnější vrstvu, ale napadá i vnitřní vrstvy i samotný kov, a tak probíhají současně všechny uvedené reakce. Se stoupajícím obsahem kyslíku je rozpustnost a rychlost rozpouštění menší. Celkově můžeme sestavit tuto řadu Fe > FeO > Fe 3 O 4 > Fe 2 O 3 Poměr rychlostí pak závisí na použité kyselině, její koncentraci a teplotě. Graficky je míra rozpustnosti jednotlivých složek okují a železa při různé koncentraci kyseliny chlorovodíkové znázorněna na obr. 43. Z grafu je patrné co se stane, není-li moření prováděno za ideálních podmínek. Kyselina pronikne vrstvou okují k samotnému kovu a dojde k jeho naleptání. Optimální poměr rozpouštění základního kovu a okují je dosažen při koncentraci HCl 18,5 %, která odpovídá zředění průmyslové HCl s vodou v poměru 1:1. Obr. 43. Poměr rychlosti rozpustnosti železa a jednotlivých složek okují k rychlosti rozpustnosti Fe 2 O

37 Kromě vlastního negativního faktu naleptání základního kovu do hry vstupuje i skutečnost, že při rozpouštění Fe vzniká vodík (viz. tabulka 11). O negativním vlivu vodíku bude pojednávat následující kapitola. Vznikající vodík však během moření působí pozitivně a to obzvlášť při moření v kyselině sírové kdy je za ideálních podmínek (koncentrace 10% a teplota 40 C) poměr rozpustnosti Fe k okujím 9:1. Okuje se tedy téměř nerozpouštějí a k jejich odstranění dochází odtržením uvolňovaným vodíkem. Protože při moření oceli dochází vždy k rozpouštění železa, budeme se krátce této problematice věnovat. Na základě zkušeností z praxe lze definovat tyto závěry: vyšší rozpustnost má ocel tvářená za studena oproti oceli ve vyžíhaném stavu, rozpustnost čistého železa je velmi nízká, s rostoucím obsahem příměsí exponenciálně stoupá, významný vliv má podíl fází v oceli, rozpustnost fází se snižuje v tomto pořadí: troostit sorbit perlit martenzit Vývin vodíku a jeho vliv Při rozpouštění Fe a jiných prvků obsažených v ocelích vzniká vždy vodík. Vznikající vodík se liší od běžné plynné formy H 2, je tzv. ve stavu zrodu. Jeho atomy netvoří molekuly, ale tvoří osamocené částice s kladným elektrickým nábojem (protony). Tyto částice během moření putují k těm částem povrchu, které jsou záporně nabité. Zde přijímají záporná náboj a mění se v normální molekuly a ve formě bublinek uniká z lázně. Tento proces však probíhá relativně pomalu, takže se vodík ve stavu zrodu H + hromadí na povrchu a má snahu difundovat do kovu. Jeho přítomnost v kovu je zdrojem mnoha vad, které se jen málokdy projeví hned při moření, daleko častěji se projeví až při následném zpracování. Nedifundovaný vodík způsobuje následující typy problémů: Puchýře atomární vodík se v matrici kovu sloučí do molekulární formy, děje se tak v místě bublin, ale častěji v místě výskytu např. zaválcovaných okují. Zvyšování tlaku plynného vodíku v takovéto dutině (např. při ohřevu) vede ke vzniku puchýřů, Vady způsobené unikajícím vodíkem při zahřátí materiálu (např. zinkování, nebo vytváření smaltových povlaků) má nedifundovaný vodík snahu unikat z materiálu a narušovat vznikající povlak, Zhoršení mechanických vlastností interstiticky rozpuštěný vodík zvyšuje pevnost a snižuje tažnost oceli, tomuto jevu se říká vodíková křehkost, Odstraňování vodíku z materiálu Jak jsme si již řekli vodík se v materiálu vyskytuje ve dvou formách: atomární a molekulární. Atomární vodík lze z materiálu odstranit žíháním při teplotách od 100 do 400 C, nebo ponořením materiálu do vařící vody. Jeli však vypuzování H příliš rychlé, může to vést např. ke snížení pevnosti v ohybu. Při eliminování problémů spojených s vodíkem lze činit kroky směrem k omezení jeho difůze do materiálu. Uveďme si nyní hlavní faktory, které mají na difůzi H vliv: Vliv čistoty kyseliny na začátku moření v čisté kyselině vůbec nedochází k proniku vodíku, ale s přibývajícím časem a obsahem nečistot nebezpečí difůze vodíku roste. Vliv druhu, teploty a koncentrace kyseliny difůze H je vždy vyšší při moření v H 2 SO 4 oproti HCl a množství difundovaného vodíku se zvětšuje s teplotou a koncentrací, přičemž vliv teploty je podstatně vyšší

38 Vliv povrchu materiálu s nižší drsností povrchu se množství nedifundovaného H zvyšuje. Vliv chemického složení materiálu z přísad má největší vliv C, S a P. U uhlíku záleží na tom v jaké formě (v cementitu je difůze 10x rychlejší než v lamelárním perlitu) a v jaké koncentraci (vyšší obsah C zvyšuje nebezpečí difůze H) je přítomen. Vliv inhibitorů inhibitory jsou látky, které snižují rozpustnost ocelí, přičemž neprodlužují dobu moření, neznečišťují povrch kovu a jsou ekologické. Jako inhibitory se používají tyto látky: aldehydy, dusíkaté sloučeniny (aminy, nitridy), sirné sloučeniny (dvojmocná síra, merkaptany), apod Moření v kyselině sírové Aby bylo možno použít při moření vhodnou kyseliny a optimální technologické podmínky pro různé materiály, je nutno znát základní činitele ovlivňující rychlost a kvalitu moření. Nejdůležitější jsou tito činitelé: koncentrace kyseliny, teplota mořící lázně a vliv zplodin moření. Jsou i další vlivy, např. pohyb lázně nebo cizí příměsi v lázni. Vliv koncentrace na rychlost moření, zvláště při nízkých teplotách, je malý. Ještě při 50 C je rozdíl mezi 2 % resp. 20% kyselinou 15 resp. 25 % rozpuštěného podílu za 30 minut. Pro 80 % kyselinu je rozdíl již více než 40 % rozpuštěného podílu za 30 minut. Je tedy vhodné používat koncentrovanější kyselinu za vyšších teplot, kdy je zvýšeného obsahu kyseliny v lázni náležitě využito. Při koncentracích nad 25 % H 2 SO 4 již rychlost rozpouštění nestoupá, naopak se rozpouštění zpomaluje. Běžně se v kyselině sírové moří za teplot C, vyšší teploty mohou vést k přemoření (přílišnému naleptání povrchu oceli) se všemi negativními jevy. Na obr. 44. je graficky znázorněn vliv koncentrace kyseliny sírové na dobu moření pro 3 teploty moření. Obr. 44. Vliv koncentrace a teploty kyseliny sírové na dobu moření Během moření se v lázni hromadí síran železnatý, který následně ovlivňuje další průběh moření. Zmenšuje působení kyseliny na ocel a podporuje rozpouštění okují. Síran železnatý je částečně, zvláště při zvýšených teplotách, rozpustný v lázni (pro každou teplotu existuje mez rozpustnosti, např. při

39 teplotě 60 C je max. přípustný obsah zelené skalice 450 g.l)). Při ochlazení (např. při vytažení materiálu z lázně) krystalizuje FeSO 4 jako zelená skalice (FeSO 4.7H 2 O). Tato sůl následně na povrchu oxiduje, vzniká síran železitý Fe(SO 4 ) 2 (barva se mění ze zelené na rezavou), který následně hydrolyzuje na hydroxid železitý Fe(OH) 8. Tato sloučenina je nerozpustná a velmi špatně se z povrchu odstraňuje. Pohyb lázně, nebo předmětu v lázni podstatně urychluje proces moření.je to způsobeno jednak mechanickým účinkemproudu kapaliny na odplavování okují, jednak neustálým přívodem čerstvé lázně k mořenému povrchu. Po moření v H 2 SO 4 není kovová plocha po vyjmutí z lázně zcela čistá. Je šedivá až černá podle tloušťky vrstvy usazeného kalu. Jeho tloušťka je přímo úměrná obsahu uhlíku v mořené oceli Moření v kyselině chlorovodíkové HCl se vedle H 2 SO 4 používá při moření nejčastěji. Používaná teplota a koncentrace se však liší. Také soli, které při moření vznikají, se chovají u každé kyseliny jinak. Rozpustnost okují i oceli značně (exponenciálně) stoupá se stoupající koncentrací. Při nízké koncentraci je zajímavá i malá rozpustnost oxidů (viz. kapitola ). Je tedy výhodné mořit v co nejvíce koncentrované kyselině chlorovodíkové (solné). V praxi se však nepoužívá vyšší koncentrace než 25 % HCl (cca 280 g.l -1 ), kvůli vývinu dusivého chlorovodíku. Kombinovaný vliv koncentrace a teploty na dobu moření v kyselině chlorovodíkové je znázorněn na obr. 45. Obr. 45. Vliv koncentrace a teploty kyseliny chlorovodíkové na dobu moření Chlorid železnatý, který vzniká při moření v kyselině solné, je lépe rozpustný ve vodě i v mořící lázni než síran železnatý. Proto při moření v HCl neexistuje nebezpečí vykrystalizování solí jako při moření v H 2 SO 4, a lze proto mořit do většího nasycení mořící lázně chloridem železnatým. Zvýšení obsahu chloridu železnatého v lázni ale způsobuje vyšší rozpustnost oceli, které může být dost značné (zvláště při moření ve starších lázních). Po moření v HCl zůstává povrch kovu čistý a světlý. Při použití méně koncentrované kyseliny se na povrchu může vyskytnout šedý povlak, který však lze snadno odstranit při oplachu

40 Srovnání výhod a nevýhod moření v HCl a H 2 SO 4 H 2 SO 4 se v současnosti využívá více, je to dáno především jednodušším a levnějším provozem. H 2 SO 4 lze dopravovat koncentrovanou (96 %), kdežto HCl max. 36 % (dopravujeme tedy více než 60 % vody. H 2 SO 4 lze skladovat v ocelových nádobách, HCl musí být v nádobách pogumovaných. Další nevýhodou HCl je unikání chlorovodíku, který může způsobovat korozi součástí konstrukce mořírny. HCl má přesto i několik důležitých výhod: lze mořit i za pokojové teploty, HCL méně naleptává kovový povrch (menší ztráty oceli a kyseliny, menší vývin H). Chlorid železnatý je dobře rozpustný. Povrch oceli je čistší. Ideální mořící kyselina by neměla mít žádnou z uvedených vad a při tom by si měla zachovávat výhody obou kyselin. Těmto ideálním vlastnostem se nejvíc blíží kyselina fosforečná. Navíc po vyjmutí materiálu z lázně se na povrchu vytvoří slabá vrstva nerozpustných fosforečnanů železa, která se svým složení blíží ochranným povlakům získávaným při fosfatizaci. Jedinou nevýhodou této kyseliny tak zůstává její poměrně vyšší cena. Příklad 5: Je nutno připravit 100 kg 15 % kyseliny chlorovodíkové. Použitá kyselina má hustotu 22 Bé (stupňů Baumé). Z tabulek nejprve určíme koncentraci kyseliny. 22 Bé = 35,39 hm. % HCl. x kg 35,39% HCl musí odpovídat 100 kg 15 % HCl (v této koncentraci se kyselina HCl neprodává). 100 x = 15 = 42, 38kg HCl 35,39 Je tedy zapotřebí 42,38 kg HCl s koncentrací 35,39 % doplnit do 100 kg vodou. Příklad 6: Mořící vana má obsah 1000 litrů. Je potřeba připravt 15 % roztok kyseliny sírové. K dispozici máte kyselinu sírovou o hustotě 66 Bé. Kolik kg této kyseliny budete potřebovat? Hustota 15 % H 2 SO 4 = kg.m Bé = 96 %. Přepočítejte koncentraci 15 % na g.l Povrchová úprava ocelového drátu po moření Na moření navazuje v různých technologických variantách povrchová úprava s cílem je neutralizovat zbytky kyselin, odstranit z povrchu zbytky solí železa a vytvořit povlak s funkcí nosiče maziva, zabezpečující dobrý průběh plastické deformace, odpovídající jakost povrchu a malou spotřebu energie, průvlaků a maziva Vodní oplach Cílem je odstranit z povrchu zbytky mořidla, soli železa a kaly. Je třeba provádět ihned po ukončení moření, jinak se vytvoří na povrchu vrstva nesnadno rozpustných solí Fe. Ukazatelem úrovně oplachování je koncentrace škodlivin ulpěných na povrchu po vytažení z posledního oplachu. Někdy se před oplachem používá lázeň sloužící k odstranění tmavého povlaku z povrchu oceli (tzv. zesvětlovaní lázeň). Jedná se o krátkodobý ponor do kyseliny dusičné

41 Často je nutné odstranit i poslední zbytky kyseliny ulpělé v pórech kovu, které by mohly způsobovat drobné rezivění. Je proto vhodný ještě jeden oplach, s alkalickými látkami (NaOH), které neutralizují kyseliny (neutralizační oplach). K vlastnímu oplachu se používají tyto postupy: oplachování ponorem nebo postřikem, stacionární, průtočné nebo cirkulační oplachování, jednostupňové či vícestupňové oplachování, studené nebo teplé oplachování, K oplachování svitků se obvykle používá dvoustupňový systém (postřik, ponor), k průběžnému oplachování drátu v žilách vícestupňové kaskádové oplachy Nosič maziva Po moření a oplachu se na ocelový drát určený k tažení nanáší nejrůznější druhy nosiče maziva, které ve spojení s mazivem významně zlepšují proces tažení. Ideální nosič maziva musí zajistit tyto požadavky: dobrou tvařitelnost drátu, pevnou vazbu s kovem, vysokou odolnost proti tlaku a teplotě, dobrý náběr maziva, rovnoměrnou vrstvu povlaku. K základním druhům nosičů maziv (NM) pro tažení uhlíkového drátu patří: NM s mechanickou přilnavostí: vápno, borax NM s mechanickou vazbou na kov (lepší přilnavost): fosfáty Kovové povlaky: Měď, zinek Vápnění Používá se suspenze hydroxidu vápenatého o teplotě 95 až 100 C. Není rozhodující množství na braného povlaku, ale jeho přilnavost. Přilnavost závisí na velikosti suspendovaných částic Ca(OH) 2. Ideální je dvoustupňový pochod. V 1. kroku se ve zředěné vápenné emulzi neutralizují zbytky kyselin podle této rovnice: H 2 SO 4 + Ca(OH) 2. CaSO 4 + 2H 2 O (06) Ve druhém kroku je koncentrace emulze nad 50 g/l. Ponor se provádí vícekrát následován vždy sušením při teplotách 150 až 200 C. Vapnění je nejlevnější postup povrchové úpravy drátu. Vápno je ale hygroskopické (pohlcuje vlhkost) a při delším uskladnění se mění v prášek CaCO 3. Boraxování Použití hlavně u uhlíkových ocelí (vyšší cena oproti vápnění). Provádí se ponorem do horkého boraxu (tetraboritanu sodného Na 2 B 4 O 7 ) s následným sušením. Kvalita povrchu je vyšší než u vápna. Boraxovaní je dražší než vápnění, ale levnější než fosfátování. Borax je také žádoucí při svařování

42 drátu, kde působí jako tavidlo. Nevýhodou boraxu je, že v prostředí vysoké vlhkosti váže vodu za vzniku tvrdého povlaku nevhodného k tvářní. Výhody použití vrstvy boraxu proti vápnění lze shrnout do následujících bodů : vrstva boraxu je souvislejší, pevnější a aktivnější k používaným mazivům a funguje zčásti i jako mazivo borax dovoluje zvýšit rychlost tváření dochází k menšímu zatížení provozu prašností ve srovnání s vápněním odstranění zbytkových vrstev boraxu je snadné Fosfátování Fosfátování je chemický proces úpravy oceli, při němž v lázni dihydrogenfosforečnan daného kovu s určitým přebytkem volné kyseliny fosforečné způsobuje na povrchu ponořeného kovového předmětu vyloučení nepatrně rozpustného fosforečnanu příslušného kovu. Při fosfátování oceli reaguje železo s volnou kyselinou fosforečnou za současného uvolňování vodíku. V důsledku porušení hydrolytické rovnováhy roztoku (ph) nastává rozklad dihydrogenfosforečnanu za vzniku terciálního fosforečnanu, který narůstá na povrchu oceli jako povlak. Probíhající pochody, např. pro fosfát zinku, popisují souhrnně následující reakce: Fe + 2H 3 PO 4 Fe(H 2 PO 4 ) 2 + H 2 (07) 3Zn(H 2 PO 4 ) 2 Zn 3 (PO 4 ) 2 + 4H 3 PO 4 (08) Fosforečnan zinečnatý se ukládá na povrchu oceli a vytváří souvislou vrstvu krystalického charakteru, která brání další reakci volné kyseliny s železem, až se po určité době fosfatizační reakce zcela zastaví. Průběh reakcí je závislý na teplotě. Mědění bude podrobněji popsáno v kapitole Sušení Cílem je odstranit vlhkost z drátu a zamezit tak další korozi a odstranit vodík nadifundovaný do povrchu při moření. Používají se různé typy konstrukce zařízení s přímým nebo nepřímým ohřevem. Suší se proudem vzduch při teplotě cca 200 C po dobu 5 až 10 minut (pokud je hlavním cílem odstranění H pak 15 až 30 minut) Technologická zařízení k moření a povrchové úpravě Typ technologického zařízení závisí na druhu moření, geometrickém tvaru a uspořádání drátu (svitek, závit, žíla), na navazujících úpravách odokujovaného drátu, na stupni mechanizace a automatizace a předpokládaném zpracování odpadů. Zařízení k diskontinuálnímu moření jsou aplikovány na svitky drátu, kontinuální pochody pro zpracování drátu v žilách smyčkách nebo závitech. Základní uspořádaní diskontinuálního procesu je schématicky uvedeno na obr. 46. Jedná se o klasickou vanovou mořírnu s přímkovám uspořádáním van. Na obr. 47. je celkový pohled na mořírnu svitků. Linka pro moření závitů drátu je na obr

43 Obr. 46. Mořící linka na svitky drátu Obr. 47. Pohled na linku pro moření svitků operace vápnění. Obr. 48. Mořící linka konstrukce Kenmore

44 Likvidace mořírenských odpadů Moření a povrchová úprava drátu je zdrojem těchto typů škodlivin: plynné odpady (plyny a páry vzniklé odpařování, aerosoly vzniklé kondenzací atp). K likvidaci se požívají různé odsávací systémy, které jsou vybaveny nejčastěji mokrými odlučovači - absorbéry. kapalné škodliviny (opotřebené mořírenské roztoky a kyselé odpadní oplachové vody), Oba druhy odpadních vod obsahují volnou kyselinu a soli železa, ale naprosto rozdílné koncentrace tuhé odpady (mořírenské kaly, nerozpustné okuje + nečistoty) Neutralizace odpadních vod Neutralizačně - srážecí pochod je podle ČSN charakterizován jako souhrn pochodů odstraňujících toxické a ostatní závadné látky z odpadních vod z povrchových úprav, založený na úpravě hodnoty ph, redox potenciálu, na srážení, koagulaci, sorpci a na sedimentaci. Při neutralizaci opotřebovaných mořírenských roztoků (H 2 SO 4, HCl) dochází k reakci mezi kyselinou a zásadou za vzniku solí a vody. K neutralizaci se v poslední době používá nejčastěji práškový tuhý vápenný hydrát s obsahem asi 85 % hmot. Ca(OH) 2. Reakce při neutralizaci odpadních mořírenských roztoků kyseliny sírové probíhá podle rovnice: H 2 S0 4 + FeS Ca(OH) 2 + H 2 0 Fe(OH) CaS H 2 0 (09) Neutralizací kyselých odpadních vod vznikají veliké objemy neutralizačních kalů, obsahující různé formy hydrátovaných oxidů železa. Množství kalů lze snížit oddělenou neutralizací opotřebených mořírenských roztoků a oplachových vod. K neutralizaci odpadních vod je používán diskontinuální nebo kontinuální proces, který probíhá u prvního způsobu v těchto krocích: shromažďování odpadních vod při jejich současném promíchávání, přidávání neutralizačního prostředku, oxidace hydroxidů železa (Fe(OH) 2, Fe(OH) 3 ) provzdušněním, sedimentace pevných látek vzniklých oxidací, odčerpání kalů a jejich doprava na vhodné místo, odvodnění kalů v kalolisech Regenerace Požadavky na zabezpečení ochrany životního prostředí a zvyšování hospodárnosti pochodu moření v kyselině sírové a chlorovodíkové vedly k vývoji postupů jejich regenerace a dalšího zhodnocení. Ke zpracování odpadních mořicích lázní s kyselinou sírovou jsou aplikovány tyto postupy: částečná regenerace, vykrystalizováním síranu železnatého z opotřebených roztoků, úplná regenerace mořicí kyseliny termickým rozkladem síranu železnatého z roztoku, elektrolytická regenerace a jiné postupy regenerace

45 Mechanické odokujování V praxi se uplatňují tyto dva způsoby: ohýbání drátu v žilách s následným mechanickým čištěním povrchu, tryskání drátu v žilách, svitccích, nebo ve šroubovici Odokujování ohýbáním Postup odokujování drátu ohýbáním přes systém dvou či více kladek v jedné (obr. 49.) nebo dvou rovinách (obr. 50.) vychází ze základních vlastností okují křehkosti a malé tažnosti, při deformaci nad 12 % dochází k lámání a odpadávání okují. Schéma praskání okují při tahovém resp. tlakovém namáhání je na obr. 51. resp. 52. Pohled na popraskanou vrstvu okují na povrchu kovu je na obr. 53. Obr. 49. Ohýbaní v jedné rovině Obr. 50. Ohýbaní ve 2 rovinách natočených o 90 Obr. 51. Praskání okují - tah Obr. 50. Praskání okují - tlak Obr. 52. SEM analýza praskání okují

46 Příklad 7: Odvoďte vzorec pro výpočet průměru ohýbacích kladek v závislosti na průměru drátu. Průměr ohýbací kladky D. Střed kladky O. Průměr drátu d. Odokujování ohýbáním na kladkách je provozně nenáročné, jednoduché na obsluhu i údržbu. K nevýhodám patří to, že do zařízení musí vstupovat suchý drát. Uplatňuje se především u drátů z nízkouhlíkových ocelí do průměru cca 10 mm. Příklad kompaktního zařízení na mechanické odokujování skládající se z lamače okují a z čištění povrchu drátu průchodem rotačními kartáči je na obr. 53. Na obr. 54. nahoře jsou další příklady konfigurace kladek, dole je ukázka běžně používaného kartáčování s různými variantami vzájemné polohy drátu a kartáče. Je nutno také počítat s tím, že část okují zůstane na povrchu. Množství okují, které zůstane na povrchu závisí na chemickém složení oceli a na použitém způsobu odstranění (počet směrů ohybu, počet kladek, způsob kartáčování). Obr. 53. Zařízení pro odokujování ohýbáním a kartáčováním

47 Obr. 53. nahoře) příklady konfigurace ohýbacích kladek, dole) běžně používaný způsob kartáčování Na obr. 54. jsou výsledky experimentu, který měl za cíl posoudit vliv chemického složení a technologie odstraňování okují na množství okují (kg.m -2 ), které zůstanou na drátě a na kvalitu povrchu. Chemické složení dvou nízkouhlíkových ocelí a dvou ocelí na pružiny s příměsí Si a Cr je rovněž ukázáno v tabulce na obr. 54. Množství okují na drátě je pro jednotlivé oceli před a po testu zobrazeno ve sloupcovém grafu na obr. 54. byly použity dva lamače okují 6 kladkový s průměrem kladek D = 120 mm (ε = 4,4 %) a 3 kladkový s průměrem kladek D = 92 mm (ε = 5,6 %). Menší průměr kladek vedl u nízkouhlíkových ocelí k poklesu okují na povrchu z 0,006 na 0,0009 kg.m -2 u ocelí na pružiny nebyl pokles tak významný. Spíše naopak se dá říct, že odokujování lámáním není pro tyto oceli vhodné (na drátě po lámání zůstává až 50 % okují). Ani kartáčování nezbavilo povrch okují dokonale jak lze vidět z fotografií na obr

48 Obr. 54. Množství okují na drátě po lámání a kartáčovaní pro 2 typy ocelí Odokujování tryskáním Odokujování tryskáním využití abrazivního účinku např. sekaného drátu, litinové drtě nebo granulátu, který naráží vysokou rychlostí na povrch VD. Tato metoda se kromě k odstraňování okují používá při odstraňování sazí (vzniklých zuhelnatěním zbytků maziva na drátě při žíhání) a barev. K vymrštění abraziva proti povrchu drátu se používají tři systémy: tlakové trysky sací trysky metací kola První dva systémy se využívají pro lehčí abrazivní tělíska jako plastikové kuličky a nehodí se příliš k odstraňování okují. K tomu se používají metací kola obr. 55. (rychlost otáčení ot.min -1, rychlost Obr. 55. Princip metacího kola, 1 abrazivo, 2 rotor, 3 koš, 4 - lopatky dopadu abraziva m.s -1. Na obr. 56. je schéma zařízení firmy Carlo Banfi pro tryskání drátu ve svitku. Dva svitky jsou umístěny v komoře na nosném rameni. I když se svitky otáčejí, pořád velmi reálně hrozí že na některá místa povrchu se abrazivo vůbec nedostane

49 Obr. 56. Zařízení pro tryskání drátu ve svitcích, 1 odlučovač, 2 nosné rameno, 3 dveře pro nosné rameno, 4 nálevka, 5 šnek, 6 metací mechanismus, 7 spojení k odprašování,, 8 dopravník; průměry svitku φd = mm, výška h = 7 8,5 m, šířka a = 4,3 7,4 m. Pokud se jedná o tryskání drátu v žilách je klíčové správné rozmístění metacích kol a jejich vzdálenost od povrchu drátu. Pokud se toto povede, lze zcela odstranit proces moření z výroby taženého drátu a tím zajistit na straně výrobců velké úspory. Příklad otryskávání drátu v žíle je schematicky uveden na obr. 57. Obr. 57. Tryskání drátu v žíle příklad rozmístění metacích kol

50 Otázky ke kapitole 3 Technologie tváření 1. Co je to koroze? 2. Jaký je rozdíl mezi rzí a okujemi? 3. Jaké se okuje dělí podle chemického složení? 4. Co jsou primární a co sekundární okuje? Jak se odstraňují primární okuje? 5. Proč nám vadí primární okuje a proč sekundární? 6. Jak bude probíhat moření pokud je povrch oceli pokryt všemi vrstvami okují? 7. Dá se proces moření v tomto případě nějak urychlit? 8. Jaký je vliv teploty a doby setrvání na této teplotě na množství okují? 9. Jak lze snížit množství okují na VD? 10. Vysvětlete podstatu moření a porovnejte s mechanickým odokujením. 11. Kdy při moření vzniká vodík? 12. Která koncentrace kyseliny solné je pro moření ideální (1%, 18,5 %, 21 %) a proč? 13. Jaká jsou negativa a jaká pozitiva vývinu vodíku při moření? 14. Jak lze snížit obsah vodíku, který se dostane do oceli při moření? 15. Porovnejte výhody a nevýhody moření v běžných kyselinách. 16. Jaká je funkce nosiče maziva? 17. Jaké znáte konstrukce mořících linek? 18. Na čem je založena podstata lámání a otryskávání okují? 19. Vysvětlete princip metacího kola. 20. Jak lze eliminovat množství okují na drátě po ohýbání?

51 4. PRINCIP TAŽENÍ 180 minut Po prostudování této kapitoly pochopíte význam taženého drátu a výrobku z taženého drátu, budete obeznámeni se základním rozdělením taženého drátu, budete obeznámeni se základním způsobem výroby taženého drátu, poznáte jednotlivé technologické operace a jejich pořadí, budete umět definovat základní kvalitativní parametry (znaky jakosti) taženého drátu, 4.1. Úvod Tváření ocelového drátu za studena tažením je charakterizováno plastickou deformací, probíhající průchodem drátu kuželovým otvorem, průvlakem, přičemž dochází k prodloužení drátu ve směru hlavního působícího napětí a zmenšování plochy příčného průřezu tvářeného drátu za současného zvyšování pevnosti, meze pružnosti a průtažnosti, tvrdosti a snižování jeho plastických vlastností, ku příkladu prodloužení a zúžení. Plastická deformace při tažení drátu probíhá za takových teplot, při nichž tvářením vyvolané zpevnění drátu zůstává zachováno. Aby nedošlo k trhání drátu během procesu tažení, musí být na drátotazích dodržen zákon rovnosti objemu drátu procházejících průvlaky za jednotku času. S o L = S... o a také S o o 1 L1 = S2 L2 = = Sn Ln (10) v = S... 1 v1 = S2 v2 = = Sn vn (11) kde S o, S 1, S 2 S a jsou průřezy drátu, L o, L 1, L 2 L a jsou délky drátu, v o, v 1, v 2 v a jsou rychlosti drátu. Při tažení je vlastním nástrojem deformace kuželová část průvlaku s vrcholovým úhlem 2α, obr. 58. Na kuželovém povrchu průvlaku délky l působí v pásmu deformace příčná síla Q, která je vyvolána působení vnější tahové síly F. Příčná síla působí vlivem tažného úhlu kužele a tření mezi povrchem drátu a pracovní části průvlaku ve vztahu k vertikální složce síly N pod úhlem α+ρ

52 Obr. 58. Rovnováha sil v otvoru průvlaku podle E. Siebela Z trojúhelníku sil lze stanovit základní rovnici pro tahovou sílu: ( α + ρ ) F = Q sin (12) ( α + ρ) F = N tg (13) kde d 0, d 1 je vstupní a výstupní průměr 2α je úhel tažné části průvlaku ρ je třecí úhel τ smykové napětí σ střední tlakové napětí F tahová síla Q příčná síla Vzhledem k tomu, že se tažný úhel 2α pohybuje nejčastěji v rozsahu od 10 o do 20 o a koeficient tření µ = tg ρ dosahuje při dobrém mazání hodnoty pod 0,05 (ρ < 3 o ), dosahuje velikost příčné síly 4 a 7 násobku hodnoty tahové síly Rozložení napětí v průvlaku Znalost stavů napjatostí v pásmu deformace při tažení v kuželovitém průvlaku a jejich matematická analýza má význam nejen pro výpočet tažných sil a tím pro správné dimenzování tažných stolic, ale i pro návrh a hodnocení samotného technologického postupu. Matematický rozbor úlohy je komplikovaný, protože geometrická povaha pochodu a tangenciální napětí vyvolaná vnějším třením mají za následek, že se směry hlavních os napjatosti neshodují s geometrickými osami pásma deformace. Tato okolnost ovlivňuje především mechanickou podmínku plastičnosti při tažení, kterou pak nelze vyjádřit jednoduchými matematickými vztahy známými v základech plasticity. Přitom je výhodné použit pro řešení metodu skluzových linií, neboť stav deformace lze považovat za osově

53 symetrickou rovinnou úlohu. Dostatečně velké deformace materiálu při tažení jsou umožněny tím, že v pevném průvlaku je vyvolán tříosý stav napjatosti s tlakovými napětími v příčném směru. U výrobku kruhového průřezu je to všestranně radiální tlak, který je podmínkou pro vyvolání požadovaných velkých plastických deformací a rozměrových změn drátu. Avšak největší hlavní napětí je tahové napětí v podélném směru vyvolané účinkem tažné síly. Tím ve schématu tříosé napjatosti převažují napětí v tahu, což omezuje velikost plastické deformace při jednom průchodu průvlakem. Další omezení je způsobeno zpevňováním kovu při tažení za studena Rozbor deformace Pracovní části průvlaků pro tažení drátu mají základní kuželovitý tvar, jak je znázorněno na obr. 59. Kuželovitá část průvlaku přechází v krátkou válcovitou pracovní část, která má funkci kalibrační a upravuje přesné rozměry taženého výrobku. Obr. 59. Podstata tažení v průvlaku Výchozí materiál o průměru d o se účinkem tažné síly F protahuje průvlakem, jehož průměr d l určuje rozměr drátu po tažení. Na kuželovitém povrchu taženého drátu působí v pásmu deformace elementární normálové tlaky d N a elementární třecí síly d T - µd N. Tyto síly jsou rozhodující pro celkový stav napjatosti v pásmu deformace. Normálové tlaky a třecí síly ve válcovité části průvlaku jsou podstatně menší a nemají vliv na průběh deformace ve vlastním deformačním pásmu. Na libovolný příčný element materiálu v pásmu deformace, který má nekonečně malou tloušťku d x, působí na kuželovitém povrchu normálové napětí σ n a tečné napětí τ = µ.σ n. V příčných řezech působí podélné tahové napětí σ 1 a (σ 1 + dσ 1 ), které není v příčném průřezu rozděleno rovnoměrně. Další napětí působí v obvodovém směru a je to tlakové napětí σ 0. V libovolném bodě kuželovité části pásma deformace je tříosý stav napjatosti vyznačený těmito hlavními napětími: a) absolutně největším tahovým napětím σ 1, které působí v podélném směru, b) středním tlakovým napětím σ 2, které působí v radiálním směru, c) absolutně nejmenším tlakovým napětím σ 3, které působí v obvodovém směru

54 Tomuto tříosému stavu napjatosti odpovídá tříosý stav hlavních deformací: + σ 1 ; σ 2; σ + ε 3 1 ; ε 2; ε 3 Schéma napětí a deformace procesu tažení jsou znázorněna na obr. 60. Obr. 60. Schéma napětí a deformace procesu tažení Intenzitu podélné deformace lze zkoumat v podélných osových řezech na deformaci kružnic, které znázorňují elementární částice kovu viz. obr. 61. Původní čtvercová síť, do níž jsou kružnice vepsány, se deformuje tak, že tyto kružnice se protahují v elipsy a síť samotná se zakřivuje. Hlavní osy kružnic, původně rovnoběžně s osou tažení a kolmé k této ose, mění v průběhu tažení svůj sklon vzhledem k této ose, s výjimkou elementů, které leží v ose tažení. Obr. 61. Intenzita deformace při tažení Zkosení původně čtvercových obrazců sítě a zakřivování jejich stran, jakož i znázorněné deformace zakreslených kružnic je důkazem, že podélné deformace v jednotlivých příčných průřezech nejsou rozděleny rovnoměrně; jde o nehomogenní podélné deformace. Proto je možno intenzitu deformace v kterémkoliv příčném průřezu pásma deformace vyjádřit podle nauky o plasticitě jen formou diferenciálu této intenzity. Pro deformaci ve směru hlavních os elementárních elips (původně kružnic) platí pak tento vztah: ds ε = dε l + dε r + dε t (14) 3 kde dε l je poměrná deformace ve směru prodlužování elementární částice dε r je poměrná deformace částice v radiálním směru dε t je poměrná deformace částice v tečném tj. obvodovém směru

55 Podle obr. 61. se pásmo deformace rozpadá na tří úseky: 1. Na úsek o délce l 1, představující část objemu drátu, který ještě nevstoupil do geometrického pásma deformace. Velikost a tvar tohoto úseku závisí na vstupním průměru d 0, na úhlu taženého drátu 2α, vnějším tření a na velikosti úběru průřezu, tedy také na průměru d Na střední úsek o délce l 2, který představuje podstatnou část délky l d. Zde nastává vlastní redukce průřez drátu. Úsek l 1 tvoří plynulý přechod deformační rychlosti mezi průřezem, kde ještě deformace nenastává a průřezem, kde je deformaci vystaven celý průřez taženého drátu. 3. Na úsek l 3, představující část objemu materiálu, který je v geometrickém pásmu deformace. Zde končí redukce průřezu taženého drátu a nastává vyrovnání rychlosti deformace v jednotlivých vláknech Výpočty deformací při tažení Tažení drátu jedním tahem Velikost plastické deformace při tažení drátu lze vyjádřit pomocí plošného úběru, součinitele deformace nebo logaritmické deformace. Vzorce pro výpočet deformací shrnuje tabulka 12. Vzorce pro výpočet výchozího a konečného průřezu, průměru a délky drátu ze zadaného plošného úběru uvádí tabulka13. Tabulka 12 Vzorce pro výpočet deformací při tažení absolutní plošný úběr Q abs = S 0 S1 mm S S1 d0 d1 poměrný plošný úběr Q = = % S d 0 absolutní prodloužení l = l 1 l0 mm poměrné prodloužení (tažnost) l l 1 0 ε = = l A 100 l % součinitel prodloužení l1 d0 100 λ = = = 2 - l d 100 Q 0 1 skutečná deformace S e ln 0 l = - S 1 Tabulka 13 Vzorce pro výpočet rozměrů drátu Q S0 = S1 S1 S0 100 Q 100 d l 0 0 = d Q 100 Q = l1 100 = mm Q d1 d l = l0 100 Q = mm 1 mm

56 Vícenásobné tažení drátu Matematické závislosti při vícenásobném tažení jsou složitější. Lze je odvodit z následující rovnice: 100 Q1 100 Q2 100 Qn S1 = S0, S2 = S1, Sn = Sn 1 (15) S n 100 Q1 100 Q2 100 Qn = S0 K (16) je-li Q 1 = Q 2 = = Q n pak pro výchozí a konečný průřez a průměr drátu obdržíme následující rovnice (viz. tabulka 14). Tabulka 13 Vzorce pro výpočet rozměrů drátu S d 0 0 = S = d n n Q n Q n S d n n = S = d 100 Q 100 n 0 mm Q 100 n 0 mm Obdobně odvodíme závislost mezi celkovým plošným úběrem Q c a rovnoměrným dílčím úběrem Q a počtem tahů n: n 100 Q 100 Q Q c = ; Q = 1 n 100 [%] (17) po úpravě: ( 100 Qc ) 2 logd logdn = 2 ( Q) 2 2 log( 100 Q) log 0 n = [-] (18) log 100 Příklad 8: Pomocí tabulkového procesoru Excel připravte program, který na základě vstupních hodnot (d 0 a d n ) vypočte počet tahů n, celkový úběr Q c a průměry všech průvlaků a odpovídající dílčí úběry. Maximální dílčí úběr Q max = 22% Rozbor napjatosti Složitý průběh deformace v celém objemu tvářecího kovu v pásmu deformace souvisí se složitým rozdělením a průběhem napětí v jednotlivých místech tohoto objemu. U tažené tyče kruhového průřezu lze uvažovat, že v jednotlivých příčných řezech pásma deformace je rozdělení podélných složek napětí σ 1 monotónní, jak to potvrzují podrobné rozbory napjatosti ve zkušební tyči při

57 zkoušce tahem. Avšak v jednotlivých příčných řezech nemají tyto složky stejnou velikost a charakter jejich průběhu se mění od vstupního průřezu pásma deformace k výstupnímu průřezu viz. obr. 62. Obr. 62. Průběh podélných napětí σ 1 v příčných řezech pásma deformace V oblasti počátku pružných deformací lze ještě předpokládat homogenní stav napjatosti s napětím σ 1 odpovídající vznikající pružné deformaci. V pásmu, kde vzniká plastická deformace, jsou povrchové vrstvy vystaveny tlakovým napětím -σ t, které mohou vyvolat i napěchování kovu, ale vnitřní vlákna jsou už vystavena tahovým složkám +σ 1. V libovolném příčném průřezu uprostřed pásma deformace jsou jen podélné tahové složky +σ 1 s maximem v osovém vláknu. Ve výstupním průřezu pásma deformace jsou sice také jen tahové složky +σ 1, ale i maxima vykazují jen povrchová vlákna. Radiální a obvodové složky napětí v jednotlivých příčných řezech musí být z důvodu, uvedeného v rozboru deformace, stejně veliké, tj. σ r = σ 0. Jde o složky tlakové. Geometrická povaha tvářecího procesu při tažení tyčí kruhového průřezu umožňuje řešit úlohu napjatosti a deformace jako osově symetrickou úlohu rovinnou. Zvolíme-li nyní jednu ze souřadných os x totožnou s osou tažení a druhou osou y k ní kolmou, museli bychom intenzitu napětí v libovolném bodě pásma deformace počítat též s přihlédnutím ke složkám tangenciálních složek, neboť směry x a z nejsou hlavní směry. Obr. 63. Ortogonální trajektorie napjatosti Avšak výpočtová metoda skluzových linií, použitelná pro rovinné úlohy, umožňuje použít k výpočtu normálové složky napětí na ortogonálních trajektoriích napjatosti viz. 63. (trajektorie dráha pohybujícího se bodu). V podélném, osovém řezu pásmem deformace jsou dva svazky

58 ortogonálních trajektorií normálových napětí ξ, a to trajektorie tahových napětí σ 1 a trajektorie tlakových napětí σ 2, přičemž tečna k trajektoriím tlakových napětí v dotykovým bodě se odchyluje o třecí úhel β od kolmice k povrchu, neboť v tomto bodě působí též elementární síla tření: τ = µ [MPa] (19) σ n jestliže µ je součinitel vnějšího tření, µ = tgβ. Protože jde o stav plastické deformace, lze rovněž psát: τ = µ R e [MPa] (20) kde R e mez kluzu kovu (tvářením v uvažovaném místě již zpevněného). V libovolném bodě M pásma deformace, v němž jsou hlavní složky napětí σ 1 a σ 2, je intenzita napětí (při σ 2 < 0): S = σ + + (21) σ σ 2 σ1 σ 2 Intenzita napětí S σ se bod od bodu pásma deformace mění, jak se podél ortogonálních trajektorií mění složky σ 1 a σ 2. V určitém bodě ji lze přiřadit k intenzitě deformace v bodě ds e. Z důvodů uvedených v rozboru deformace lze proto stěží konkretizovat funkční vztah S e = f(s σ ). Pro posouzení technologického procesu je důležitá znalost průběhu napětí po délce pásma deformace. Týká se to jak radiálních složek σ r, tak hlavně podélných složek σ l. Přitom je třeba sledovat tyto složky v celém rozsahu deformace, tj. od vzniku nejdříve pružných a pak plastických deformací, až do okamžiku, kdy tažená tyč vychází z průvlaku a dochází k odpružení tyče. Takový průběh je znázorněn na obr. 64. Obr. 64. Průběh radiálních a podélných napětí v pásmu deformace

59 Pro vlastní tvářecí operaci přichází v úvahu pouze úsek pásma deformace l 2. Úsek l 1 přísluší pružným a vznikajícím plastickým deformacím, úsek l 3 je úsekem doznívání plastické deformace a úsekem zbylé pružné deformace. Na obr. 64. jsou tři křivky pro radiální a tři křivky pro podélná napětí. Křivka 1 znázorňuje průběh napětí v osové vrstvě, křivka 3 v povrchové vrstvě a křivka 2 v mezilehlé vrstvě. Jak lze očekávat, největší hodnoty tlakových radiálních složek -σ l jsou v povrchové vrstvě, která je v dotyku s nástrojem. Směrem k ose tvářeného materiálu se radiální napětí zmenšují, přičemž jejich průběh po délce pásma deformace je ve všech vrstvách stejný. Jen v úseku l 1 pružné deformace se následkem této deformace projevují radiální tlaková napětí v osových vrstvách dříve, což je rovněž vysvětlitelné z průběhu radiálních pružných deformací přenášených mezi jednotlivými vrstvami kovu. Podélná napětí σ l mají v jednotlivých vrstvách odlišný průběh. V osové vrstvě je tato složka od prvopočátku tahová a vzniká již v průřezu, kde začíná pružná deformace. V povrchové vrstvě jsou nejdříve tlaková podélná napětí a teprve v další části pásma deformace přecházejí na napětí tahová. Ve vstupním průřezu se podélná napětí všech vrstev vyrovnávají, ale v průřezu výstupu tyče z válcovité části průvlaku jsou povrchové vrstvy vystaveny většímu tahovému napětí než vrstvy osové, což je v souladu s obr. 62. Doposud byla vypracována celá řada vzorců pro popis tažného napětí σ c, obzvlášť pro tažení drátů a tyčí. Tomuto problému bylo věnováno mnoho teoretických prací, vycházejících nejčastěji z matematického řešení parciálních diferenciálních rovnic rovnováhy napětí. Experimentálních prací na toto téma je o poznání méně. Předkládáme zde některé z nejznámějších vzorců pro výpočet σ c : S. I. Gubkin a F a F ( + µ ) k cyl k σ c = σ psr 1 + 0,125µ + 0,925 1 tgα ln λ + σ b F 0 (22) p F k F p F a kde F cyl je povrch cylindrické části průvlaku a 1 µ = + 1 α α ; (23) cos cos tgα µ b = + (24) α α cos cos tgα 2 2 I. L. Pierlin a a σ 1 a + 1 Fk + Fk c = σ p 1 σ α ρ cos a Fp F (25) p 2 kde ρ je třecí úhel a = cos 2 ρ 1+ µ ctgα (26) ( ) 1 tgα tgα = Dk 1+ 2m D D p k ; (27) tgα lk m = = 0,2do1,5 (28) D k

60 Koeber a Echinger a a b 2 D 2 k D k σ c = σ psr 1 + 0,77tgα + σ a D p D 0 (29) 2 2 p kde a = µ ctgα ; b = 1 + a O. Hoffman a G. Sachs A A A 2 D 2 1+ k D k σ c = σ psr 1 + σ A D 0 (30) 2 2 p D p kde a = µ ctgα A. L. Tarnawski σ psr 2µ lk σ c = + q + cd 2µ lk 1+ Rk R k ( 1+ ac) ln λ + 2 kde D 1,6 ln λ ( sinα tgα + µ ctgα ) = ; (32) (31) σ q = 0 ; c = 1 q ; a = µ ctgα (33) σ psr Schneider a Kowalczyk 2 2 2a ϕ Dp ϕ Dp D k Dp 4µ l 4µ l k kσ p σ c = σ pp + ϕ b ln 1 b ln σ α ρ cos b 2 Dk b 2 D + p D k D + (34) k Dk 2 kde a = cos 2 2 ρ ( 1+ µ ctgα ); (34) = 2 2 ( 1+ µ ctgα ) cos α b ;(35) 2 p ( σ σ ) D ϕ = (36) D D pk 2 p pp 2 k Technologické důsledky průběhu napjatosti v pásmu deformace Pro technologický proces tažení je třeba matematicky formulovat podmínku plastičnosti, která musí platit pro všechny body pásma deformace (u kruhové tyče pro všechny body plochy mezi průřezy A-A a B-B, viz. obr. 64.). Tuto podmínku je možno ve zjednodušené formě formulovat na základě hypotézy největších smykových napětí obecně takto: σ σ = R e [MPa] (37) l r kde R e je okamžitá mez kluzu tvářeného kovu představující jeho okamžitý deformační odpor σ d. Této podmínce musí být v celém tvářeném objemu v každém okamžiku vyhověno. Do rovnice je třeba dosazovat obě složky σ l, σ r s ohledem na jejich znaménka

61 S přihlédnutím k průběhu těchto složek a podle obr. 65. je třeba podmínku plastičnosti psát v tomto tavru: ± l r σ σ = R e [MPa] (38) Složka σ r se bude dosazovat pro celou délku pásma deformace jak pro osové, tak pro povrchové stavy. U složky σ l je třeba u povrchových vrstev dosazovat na počátku pásma deformace -σ l a teprve v dalším úseku tohoto pásma +σ l. Z toho je zřejmé, jak charakter průběhu podélných složek normálovýchz napětí ovlivňuje podmínky plastičnosti a tím celý technologický proces tváření v průvlaku. Podle těchto rovnic je algebraický součet složek normálových napětí σ l, σ r konstantní a roven okamžité mezi kluzu Re ( mezi kluzu tvářením za studena zpevněného kovu ). Podmínka však platí pro celý rozsah stabilní deformace pro σ d = R e až σ d =R m, kde R m je skutečná mez pevnosti. V ideálním případě bude deormační odpor kovu vzrůstat se stupněm deformace lineárně. Ve skutečnosti, z teorie plasticity jde o závislost exponenciální podle vztahu mezi intenzitou napětí S σ a intenzitou deformace S ε podle vztahu: S = k S [MPa] (39) n σ. ε kde k jemateriálová konstanta a n koeficient zpevnění, n < 1. Přijmeme-li lineární závislost, je n = 1, což představuje největší zpevňovací schopnost kovu. Obr. 65. Změna deformačního odporu v pásmu deformace Na obr. 65. je znázorněn tento případ změny deformačního odporu v pásmu deformace (čára σ d ). V diagramu je zakreslen ideální průběh podélných napětí +σ l, takže v kterémkoliv příčném řezu představuje rozdíl čar σ d a σ l potřebné radiální napětí, tak aby byla splněna podmínka plastičnosti a deformace se stabilně rozvíjela. Prakticky je v tažírenské praxi možný případ, že +σ l dosáhne takové velikosti, že se bude rovnat deformačnímu odporu na mezi pevnosti Rm, případně tuto mez překročí. Protože složka -σ r nemůže být jiná než tlaková, nebude vyhověno meznímu vtahu s mezí pevnosti a musí dojít k porušení soudržnosti materiálu v příčném průřezu tyče. K tomuto porušení soudržnosti memusí však dojít v celém příčném průřezu, ale jen v osových vrstvách, když jejich podélné tahové napětí dosáhne stavu +σ l Rm, čímž se vytvoří podmínky pro nestabilní deformaci. U zkoušky tahem

62 při vzniku krčku se trhlina šíří od osy směrem k obrysovým vrstvám. U tažené tyče může však být šíření trhliny v osových vrstvách zabrzděno tlakovým radiálním napětím, takže trhlina ( charakteristického čočkovitého tvaru ) se omezí jen na vnitřní vrstvy. Tento jev je znám jako tzv. přetažení tyče. Uvedené poznatky lze použít k matematickému vyjádření velikosti mezního úběru při tažení. Přesné stanovení takového úběru je matematicky složité. Pro dílenskou praxi se však vystačí s přibližným vyjádřením mezního úběru, tedy mezní skutečné a poměrné logaritmické deformace: S R 2 R el 0 e0 ε m = ln S = (40) R l m el 1+ R e0 kde R e0 je mez kluzu na vstupním průřezu [MPa], R el je mez kluzu na výstupním průřezu [MPa] Zavedením poměru R el = R e0 Z k jako stupeň zpevnění podle kluzu lze psát: 2Zk ε pm = 100 [%] (41) 1+ Z k Průběh deformace je určen geometrickými podmínkami tažení (průměrem výchozího materiálu, průměrem průvlaku a jeho kuželovitostí). Při řešení úlohy se uplatní jen zákon stálosti objemu. Zákon nejmenšího odporu se zde neuplatní, neboť tvar a rozměry výrobku jsou předem určeny tvarem a rozměry průvlaku. Základní teoretickou úvahou, od které se odvíjejí všechny ostatní včetně optimalizace tvaru průvlaku, je výpočet tažné síly. Při výpočtech tažné síly se v rozhodující většině teorií tažení vychází z některých zjednodušených předpokladů. Především se uvažují průměrné velikosti podélných a radiálních napětí, a tím i jejich rovnoměrné rozložení v pásmu deformace. Dále se počítá se střední mezí průtažnosti, která je aritmetickým středem meze kluzu nezpevněného a zupevněného materiálu. Střední mez kluzu platí pak pro celé pásmo deformace. Uvažuje se stálá hodnota koeficientu vnějšího tření. Dále se mnohdy střední hodnota meze kluzu nahrazuje střední hodnotou mezi pevnosti, neboť mezi oběma veličinami není následkem zpevnění veliký rozdíl. Tok materiálu je zkoumán pouze v kuželové části průvlaku. Vliv válcovité kalibrační části se většinou nehodnotí Tažná síla K odvození vzorců pro výpočet tažné síly a práce jsou aplikovány různé teorie procesu tažení, které lze shrnout do pěti skupin: formulace vzorců podle klasické elementární teorie plasticity, formulace vzorců pomocí celkové deformační práce, odvození vzorců podle přísnějších teorií (teorie skluzových čar, teorie vizkozivní palsticity, teorie postupného vyrovnání chyb, metoda elementárních fází ), empirické postupy (empiricky získané výsledky jsou interpolovány pomocí matematických funkcí),

63 hydrodynamická teorie tažení s využitím Navierových-Stokesových pohybových rovnic vazké tekutiny. Nejčastěji jsou pro výpočet tažné síly a práce aplikovány vzorce první a druhé skupiny. Vysoká systémová hodnota vzorců podle elementární teorie plasticity je dána primárním zájmem praktiků na výpočet očekávaného potřebného výkonu stroje, který pomocí tažného bubnu vyvozuje v drátě požadované tahové napětí a požadavků techniků pro stanovení optimální úběrové řady průvlaků. Tažná síla a napětí se určují v klasických teoriích tažení řešením přibližných diferenciálních rovnic rovnováha napětí v bodě tvořeného objemu a z podmínek plastičnosti. Příkladmem mohou být vzorce podle Siebela, Pompa a Houdremonta. Celková tažná síla je pojímána jako součet síly nutné k deformaci tažného drátu F d, síly potřebné na překonání vnějšího tření F t a síly nutné pro překonání vnitřních ztrát F z. F = F + F + F [N] (42) c d t z S0 F = d S1Rms ln [N] (43); S0 µ 2 Ft = S1Rms ln [N] (44); F z = S1Rms α [N] (45) S S α F c = S R 1 ms S ln S 0 1 µ 2α 1+ + α S 3ln S 0 1 [N] (46) kde: S 0, S 1 - průřezy vstupního a výstupního průměru drátu [mm 2 ] R ms - střední mez pevnosti drátu v tahu [MPa] ln S 0 /S 1 - skutečná logaritmická deformace µ - koeficient tření α - polovina tažného úhlu průvlaku v obloukové míře [RAD] Vliv velikosti třecího úhlu, koeficientu tření a poměrné deformace je patrný z obr. 66. až obr ,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Tažná síla (N) Deformační úhel 2α ( ) Obr. 66. Vliv velikosti třecího úhlu, součinitele tření a velikosti defomace na celkovou tažnou sílu. d 0 = 6 mm, R m = 500 MPa, součinitel tření µ (viz legenda) ε = 9,7 %

64 ,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Tažná síla (N) Deformační úhel 2α ( ) Obr. 67. Vliv velikosti třecího úhlu, součinitele tření a velikosti defomace na celkovou tažnou sílu. d 0 = 6 mm, R m = 500 MPa, součinitel tření µ (viz legenda) ε = 22 % ,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Tažná síla (N) Deformační úhel 2α ( ) Obr. 68. Vliv velikosti třecího úhlu, součinitele tření a velikosti defomace na celkovou tažnou sílu. d 0 = 6 mm, R m = 500 MPa, součinitel tření µ (viz legenda) ε = 30,6 % Tažná síla (N) ,06 0,08 0,1 0,12 0, Deformační úhel 2α ( ) Obr. 69. Vliv velikosti třecího úhlu, součinitele tření a velikosti defomace na celkovou tažnou sílu. d 0 = 6 mm, R m = 500 MPa, součinitel tření µ (viz legenda) ε = 43,75 %

65 Podle tohoto rozboru není tažná síla potřebná k deformaci kovu F d ovlivněna velikostí tažného úhlu průvlaku a je při všech velikostech stejná. Síla potřebná k přemáhání tření v průvlaku F t s rostoucím tažným úhlem klesá, protože se zmenšuje styková plocha mezi drátem a průvlakem. Síla k překonání vnitřních posuvů materiálu F z se na rozdíl od síly potřebné k překonání tření v průvlaku s rostoucím tažným úhlem zvyšuje. Tažné síly F t a F z představují ztráty, přičemž F t je ztráta vnější a F z ztráta vnitřní. Rozdíl jednotlivých složek na celkové síle F c při běžných rychlostech a správném režimu mazání je následující: F d = 68%, F t = 20%, F z = 12% Účinnost přetvárné síly při tažení se vyjadřuje podílem deformační síly a celkové potřebné síly vztahem: Fd γ s = 100 [%] (47) Fc Pro dosažení dobré účinnosti je nutno volit pro různé materiály, použitá maziva a dílčí deformace takový úhel tažného kužele, při kterém je účinnost ptřetváření nejvyšší. df Obecně lze najít optimální úhel řešením rovnice = 0, konkrétní rovnice uvádí tabulka 14 dα Tabulka 13 Příklady vztahů používaných pro výpočty optimálního úhlu tažení Gerrmann: Tarnavský: Avitzur: S0 S0 r0 sin 2α opt = 6µ ln sin 2α opt = 5,2µ ln α opt = 1,5µ ln S1 S1 r1 Geleji: Wistreich: kstř ( S0 S1) µ S0 S1 αopt = α opt = 0,85µ 0,77S R S 1 ms kde µ - součinitel tření mezi drátem a průvlakem S 0, S 1 - vstupní a výstupní průřez drátu [mm 2 ] r 0, r 1 - vstupní a výstupní poloměr drátu [mm] k stř - střední přetvárný odpor [MPa] - střední mez pevnosti drátu [MPa] R ms Je možné uvést: z hlediska přetvárné účinnosti jsou optimální úhly v rozmezí 6 až 12, optimální úhel je v poměrně širokém rozsahu nezávislý na rychlosti tažení ( při odpovídajícím způsobu mazání ), hodnota úhlu se snižuje s velikostí dílčí deformace a obráceně, optimální úhel je také závislý na druhu použitého maziva a na podmínkách mazání, tj. na součiniteli vnějšího tření. Ve většině rovnic pro výpočet tažných sil není brána v úvahu síla potřebná na překonání tření ve válcové části průvlaku. V této části nedochází sice k plastické deformaci, ale materiál je ještě pod tlakovým napětím. S rostoucí délkou kalibračního válce se zvyšuje i potřebná tažná síla

66 Vzorce odvozené podle klasické teorie obvykle neuvažují vliv rychlosti tažení na tažnou sílu či napětí. Bacherer-Solitz formulovali pro výpočet tažné síly složitý vzorec, který také zohledňuje pomocí exponentu rychlosti deformace m vliv rychlosti tažení. Podle klasických teorií tažení je tažná síla především funkcí těchto veličin: F = f( S 1, R m, ε, µ, 2α ) (48) Tažná síla je tím větší, čím větší je průřez drátu S 1, dílčí deformace ε, součinitel vnějšího tření µ a čím vyšší pevnost v tahu R m má tažný materiál. Vliv úhlu tažného kužele průvlaku 2α je složitější. Z uvedených veličin se za daných technicko-výrobních podmínek tažení obtížně určuje součinitel vnějšího tření µ. Při obvyklém tažení dochází zejména ke kluznému smíšenému tření mezi povrchem drátu a pracovní části průvlaku s koeficientem µ = 0,01 až 0, Přetvárná práce c Celková práce při tažení je vyjádřena vztahem: W = W + W + W [J.10-3 ] (49) d t z W W d c S = V R ln 0 [J.10-3 ] (50); S = V R ms ms 1 S ln S 0 1 µ 2α 1+ + α S 3ln S 0 1 S µ W ln 0 t = V Rms [J ] (51); Wz = V R ms α [J.10-3 ] (52) S α 3 1 [J.10-3 ] (53) kde: V - je objem drátu [mm 3 ] R ms - střední mez pevnosti drátu v tahu [MPa] ln S 0 /S 1 - skutečná logaritmická deformace µ - koeficient tření α - polovina tažného úhlu průvlaku v obloukové míře [RAD] 4.7. Ohřev drátu při tažení V průběhu tažení dochází k intenzívnímu ohřevu drátu. Teplo, které vzniká při tažení je adekvátní zejména práci potřebné k plastické deformaci a práci pro překonání tření. Výzkumy ukázaly, že při tažení zůstává v drátu 90 % a více tepla (z rostoucí rychlostí tažení roste i toto procento) a pouze 10 % vzniklého tepla se přenáší na nástroj. Teplo, které se vyvine během tažení musí být odváděno, z nástroje nejčastěji chlazením vodou, z drátu přestupem tepla do vodou chlazeného bubnu. Z důvodu ohřevu drátu při tažení může dojít dokonce k vytvoření martenzitické struktury (viz. obr. 20 až 22.). Nejčastěji k tomu dochází při tažení uhlíkových ocelí s přibližně eutektoidním složením, kdy dojde k ohřevu nad teplotu 723 C k přeměně struktury na austenit a při následném rychlém ochlazení povrchové vrstvy dojde ke vzniku zákalných struktur. Množství tepla vznikajícího při tažení v důsledku deformační práce lze vyjádřit následující rovnicí

67 q = 4 Q Rms (1 n) d 1 Q 2 1 v [J] (54) Naopak množství tepla vznikajícího při tažení v důsledku vnějšího tření pak lze vyjádřit takto: q = 4 ( 0,77 Q ) 1 Q R ms (1 n) d 2 1 [J] (55) kde d 1 - výstupní poloměr drátu [mm] n - paramter charakterizující podíl tepla, které přejde do průvlaku n = 0,1 při vyšších rychlostech v [m.min -1 ] n 0 R ms - střední mez pevnosti drátu [MPa] Q - dílčí úběr [-] V souladu s druhým zákonem termodynamiky dochází mezí dvěmi tělesy s rozdílnou teplotou k přestupu tepla. K popisu přestupu tepla slouží Fourierova diferenciální rovnice, která pro těleso popsané v kartézské soustavě souřadnic má následující tvar: 2 t t = a. 2 τ x 2 t + 2 y 2 t + 2 z [K.s -1 ] Důsledkem této rovnice je fakt, že hraniční teplota na rozmezí drát průvlak se po čase ustálí na tzv. vyrovnávací teplotě. Příklad nárůstu a ustálení teploty průvlaku při tažení drátu je dokumentován na obr. 70. Teplota byla měřena zavrtanými termočlánky, úhel deformačního kužele průvlaku byl 7,5, rychlost tažení 110 m.min -1, d 0 = 7,9 mm, d 1 = 7,42 mm. Obr. 70. Průběh teploty průvlaku při tažení drátu

68 Pro výpočet vyrovnávací teploty navrhli Siebl a Kobitzch následující rovnici: t v = t 1 + t 2 [ C] (56) 6 ε Rms 10 t1 = ; W c ρ 0 0 t 2 1,22 Rms µ m = W d v l ρ0 λ c 0 0 [ C] (57) kde: S 0, S 1 - průřezy vstupního a výstupního průměru drátu [mm 2 ] - střední mez pevnosti drátu v tahu [MPa] R ms ε = ln S 0 /S 1 - skutečná logaritmická deformace W - mechanický ekvivalent tepla [427 mkp.kcal -1 ] (1 mkp = 9,80665 J) m d - podíl tepla převzatého drátem [cca 0,9] l - délka styku drátu s průvlakem [mm] v - rychlost tažení [m.s -1 ] µ - koeficient tření [-] λ - součinitel tepelné vodivosti [W.m -1.K -1 ] c - je měrné teplo oceli [J.kg -1.K -1 ] ρ - měrná hmotnost oceli [kg.m -3 ] 4.8. Princip deformačního zpevnění při tváření za studena V zhledem k teplotě při tváření ocelí za studena (pod 300 C) nemůže docházet k difuzi substitučních atomů v krystalové mřížce, ale může docházet k difuzi intersticiálně rozpuštěných atomů s velmi malým atomovým poloměrem. Proto na rozdíl od tváření za tepla,. není tváření za studena doprovázeno opevňovacími procesy jako jsou zotavení a rekrystalizace Feritické oceli Dráty z nízkouhlíkových ocelí mají feritickou strukturu s malým podílem cementitu a proto jsou vysoce tvařitelné a vykazují relativně malé zpevnění. Průběh plastické deformace za studena je doprovázen vznikem a růstem koncentrace dalších mřížkových poruch (vakancí, dislokací (obr ), vrstevných chyb). Zároveň dochází k vzájemné interakci již existujících strukturních poruch ve výchozím materiálu se strukturními poruchami vznikajícími až v průběhu vlastní plastické deformace za studena především s pohybujícími se dislokacemi. Při této interakci dochází ke vzniku dislokačních stupňů, k zaškrcování rozštěpených dislokací a dislokačních smyček, k nakupení dislokací před překážkami, k deformaci precipitátů a nekovových vměstků, k anihilaci dislokací, ke vzniku, růstu nebo zacelování mikrotrhlin. Většina těchto jevů vede k postupnému zpevňování za studena deformovaného kovu a k vyčerpání jeho plasticity

69 Obr. 71. Dislokace před deformací Zpevňování Obr. 72. Protínání dislokací na hranici zrna Obr. 73. Zvýšení hustoty dislokací a protínání dislokací. Zpevňování ocelí je součtem zpevnění účinkem strukturních poruch výchozího materiálu a jejich vzájemného působení a růstu koncentrace při tváření za studena. Strukturní poruchy v materiálu zvyšují hodnoty jeho vnitřních pnutí, vytvářejí překážky pro pohyb dislokací a zvyšují odpor kovu proti plastické deformaci. Přírůstek deformačního odporu oceli jako důsledek plastické deformace je graficky vyjádřen na obr. 74. Matematicky lze křivku na obr. 74. popsat pomocí Hollomonovy rovnice: n σ p = K e [MPa] (58) kde K je materiálově závislá konstanta n je exponent deformačního zpevnění Obr. 74. Křivka zpevnění při tažení nepatentovaného drátu

70 Hlavní strukturní změny Technologie tváření Z rostoucím stupněm deformace za studena taženého drátu dochází k postupnému protahování původně polyedrického feritického zrna. Postupnou deformací se zmenšuje jeho výška na šířka a roste jeho délka ve směru tažení. Vývoj mikrostruktury při tažení nízkouhlíkových drátu je dokumentován na obr. 75. Kromě deformace zrn dochází rovněž k deformaci případných karbidů a vměstků, se stoupající velikostí deformace jsou tyto postupně deformovány a usměrňovány do souvislých nebo přerušovaných řádků. Obsahje-li struktura určitý podíl perlitu, vždy platí, že přednostně se deformace odehrává v měkčím feritu. Co se děje v perlitu je popsáno v následující kapitole. Obr. 74. Vývoj mikrostruktury nepatentovaného drátu při tažení v rozsahu deformací 10 až 90 % Perlitické oceli Proces zpevnění materiálu můžeme obecně charakterizovat jako důsledek odporu struktury proti plastické deformaci. Odpor struktury je závislý na množství a charakteru překážek. Struktura uhlíkových ocelí je tvořena 2 fázemi: ferit (měkký, tvárný) + cementit (tvrdý, křehký). Zpevňování těchto ocelí je dáno protínáním dislokací ve feritu a vznikem napětí mezi feritem a cementitem. Tloušťka lamel cementitu a feritu ovlivňuje hlavně tvařitelnost

71 Zpevnění a vývoj mikrostruktury perlitických drátů při tažení Pro vývoj vysoce pevných ocelových drátů je nutnou podmínkou pochopení mechanismu deformace perlitické struktury. Lamelární perlit (viz. obr. 37.) se skládá z lamel měkkého a tvárného feritu a tvrdého cementitu, které tvoří tzv. perlitické kolonie. Perlitická struktura je charakterizována velikostí perlitické kolonie D pc, mezilamelární vzdáleností λ a tloušťkou cementitických lamel T Ө, resp. objemovým podílem cementitu V Ө (viz obr. 36.). Během tažení dochází v mikrostruktuře k určitým změnám, které mohou vést k výraznému zvýšení pevnosti. Jedná se především o: deformační zpevnění feritu zmenšení tloušťky cementitických lamel a při velkých deformacích jejich praskání výrazné natočení cementitických lamel ve směru tažení zmenšení mezilamelární vzdálenosti. Strukturních změny probíhají odlišně v příčném a podélném průřezu. V perlitických koloniích, kde jsou lamely rovnoběžné se směrem tažení, se zmenšuje jejich tloušťka i vzájemná vzdálenost, zatímco u kolmo orientovaných lamel dochází k jejich stáčení. Rozebereme tedy podrobněji mikrostrukturní změny perlitu zvlášť pro příčný a poté pro podélný průřez taženého drátu Mikrostrukturní změny v příčném průřezu Pro tažené dráty s BCC strukturou je typická zatočená struktura perlitických kolonií. Vznik této stočené mikrostruktury souvisí s vytvářením <110> textury ve feritu během tažení. Ilustruje to obr. 75., na kterém vidíme, jak se původně rovnoběžné lamely během tažení skrucují. Obr. 75. a) Skroucení perlitické struktury v příčném průřezu drátu. b) schéma orientace krystalové struktury v taženém drátu s texturou [110] Pokud směry [100], [0-11] [001] a [011] [001] leží v osách x, y a z, tedy pokud je směr tažení totožný s osou z, rovinná deformace v BCC struktuře obvykle vyvolá tahové napětí v ose tažení [011] [001], příčné tlakové napětí ve směru [100], ale nevyvolá žádné příčné napětí ve směru [0-11] [001]. Účinky těchto napětí na mikrostrukturní změny se liší v závislosti na natočení lamel. V koloniích orientovaných kolmo ke směru tažení zvyšuje tahové napětí ve směru [011] [001] mezilamelární vzdálenost; příčné tlakové napětí ve směru [100] snižuje vzdálenost mezi cementitem po průřezu drátu. V těch koloniích, které jsou orientovány téměř rovnoběžně se směrem tažení, obě napětí vedou ke snižování mezilamelární vzdálenosti

72 Mikrostruktura příčného průřezu taženého drátu s celkovou skutečnou deformací 0,31 a 1,83 je znázorněna na obr. 76. Porovnáním těchto dvou metalografických snímků zjistíme, že s rostoucí deformací se lamely stáčejí výrazněji. Obr. 76. Příčný průřez TD poukazující na výskyt stočených lamel při a) ε =0,31 b) ε = 1,83 Se stáčením lamel cementitu souvisí i další jev, kterým je změna počtu sousedících perlitických kolonií, jak vidíme na obr. 77. Kolonii označené číslem 1, která měla původně šest sousedících kolonií, zbývají po deformaci pouze tři. Obr. 77. Změna počtu sousedících perlitických kolonií po stočení Při vysokých deformacích nad 85% Q c byl pozorován výskyt globulárního cementitu. Tento jev lze podle vysvětlit z pohledu deformačního chování cementitických lamel. Deformační chování cementitických lamel orientovaných kolmo na směr tažení lze rozdělit do tří skupin. Pro snadnější porozumění použijeme při vysvětlení schematický nákres na obr. 78. Typ A deformace je charakterizována zhušťováním a stáčením nebo lámáním cementitických desek během tažení. Se vzrůstající deformací se bez výskytu lámání snižuje vzdálenost mezi ohnutými deskami spolu se snižováním průměru drátu. Pak se konce cementitických lamel silně zkrucují a zhušťují až vytvoří globulitickou částici. Typ B ne zcela běžný typ deformace. V tomto případě se jedná o výrazně zvrásněné lamely bez lomu, globulitická částice se vytvoří zúžením krčku. Typ C nejčastěji pozorovaný jev při tažení velkými úběry. Se vzrůstající deformací se lamely ohýbají a lámou. Ohnuté a polámané lamely se srovnají do směru tažení a plasticky se deformují. Následuje zhušťování cementitu na vrcholcích ohnutých lamel. To vede k vytváření malých cementitických částic

73 Vytváření globulárního cementitu jeho zhušťováním u všech typů deformace je možné díky difúzi uhlíku, která je podporována a urychlována deformací. Obr. 78. Deformační chování cementitických lamel kolmých na směr tažení vznik globulitických části, nahoře schéma vzniku globulí, dole struktura oceli pořízena elektronovým skenovacím mikroskopem, vpravo Q = 70 %, vlevo Q = 92,6 %,

74 Mikrostrukturní změny v podélném průřezu Pokud uvažujeme, že feritická matrice se chová ve srovnání s tvrdými cementitickými lamelami jako měkký element, můžeme popsat deformaci perlitu v podélném průřezu taženého drátu pomocí modelu na obr. 79. V prvním případě, kdy jsou lamely vzhledem k ose tažení orientovány pod určitým Obr typy prostorového uspořádání cementitických lamel a jejich deformace a) lamely nakloněné k ose tažení; b) rovnoběžné s osou tažení; c) kolmé k ose tažení malým úhlem, natáčejí se do směru tažení a vzájemně se přibližují, tj. zmenšuje se mezilamelární vzdálenost. Pokud jsou rovnoběžné se směrem tažení, jako ve druhém případě, opět dochází působením tažné síly a radiálního tlakového napětí vyvolaného průvlakem ke sbližování lamel a zmenšování jejich vzájemné vzdálenosti. Lamely kolmé ke směru tažení se vlivem působícího napětí zvlní, jak ukazuje třetí varianta. Obr. 80. představuje perlitickou strukturu v podélném průřezu taženého drátu po celkovém úběru 45, 70 a 93 %. Cementitické lamely se s rostoucí deformací výrazně natáčejí podél osy tažení. Osa a) b) c) Obr. 80. Mikrostruktura v podélném průřezu taženého drátu poukazující na ukládání lamel rovnoběžně se směrem tažení. a) Q c =45 % b) Q c =70 % c) Q c =93 % tažení je již poměrně zřetelná vede přes úhlopříčku od pravého dolního do levého horního rohu snímku. Lamely orientované kolmo k ose tažení se ohýbají nebo lámou. S rostoucí deformací klesá

75 mezilamelární vzdálenost rovnoběžných lamel rychle, zatímco u těch s méně příznivou nebo kolmou orientací klesá pomaleji. Po deformaci 80 % Q c jsou již téměř všechny lamely orientovány podélně ke směru tažení a ohnuté nebo skroucené lamely se téměř nevyskytují. Další zvyšování deformace nad 90 % vede k zarovnání téměř všech lamel rovnoběžně s osou tažení Vliv orientace a deformace lamel na mechanické vlastnosti Výše popsané mikrostrukturní změny jsou úzce spjaty se změnami mechanických vlastností. Pevnost během tažení roste spojitě s rostoucí deformací. Zpevnění v tažených perlitických drátech popisuje Hall-Petchův vztah: 0,2 0 1 ( a ) 2 R = R + k λ (59) R 0 představuje třecí napětí proti pohybu dislokací, konstanta k charakterizuje stupeň blokování dislokací bariérami struktury, λ je střední mezilamelární vzdálenost v perlitu a a je geometrický faktor vztahu λ a volné dráhy dislokací ve feritu. Ze předchozího vztahu odvozujeme, že mez kluzu R 0,2 resp. pevnost drátu závisí na jeho mezilamelární vzdálenosti. Z toho vyplývá, že kontinuální zvyšování pevnosti během taženého drátu je způsobeno snižováním jeho mezilamelární vzdálenosti. Neočekává se, že by lámání a ztenčování lamel cementitu mělo výraznější vliv na zpevňování perlitu, protože cementit působí hlavně jako efektivní překážka proti pohybu dislokací a zpomaluje dynamickou rekrystalizace feritu. Výrazné zvýšení pevnosti po deformaci 1,5 je připisováno účinku zpevnění lamel zcela orientovaných podélně ve směru tažení. Výsledkem strukturních změn při tažení lamelárního perlitu je křivka zpevnění při tažení (obr. 81.), která je vyjádřena rovnicí: () e R m = f (59); kde 2 d 0 e = ln (60) d n Obr. 81. Schéma křivky zpevnění při tažení ocelového patentovaného drátu R m - přírůstek zpevnění, e- skutečná deformace, d 0, d n - výchozí a konečný průměr drátu, tg α 1, tg α 2, tg α 3 - směrnice křivky zpevnění (změny rychlosti zpevnění)

76 Směrnice křivky zpevnění charakterizují tři stádia: 1 - u počátečního intenzivnějšího růstu pevnosti do deformace 0,4 až 0,6 probíhá zpevnění feritu a natáčení jeho lamel do směru tažení, případně jejich ohyb a fragmentace cementitu, zacelování vzniklých vad v lamelárním cementitu, tvorba hrubých vláken, 2 pomalejší zpevňování v rozsahu deformací 0,6 až 2 (Q c =85%): počátek deformace cementitu, efekty za stádia 1, tvorba pravidelných vláken, homogenizace struktury, 3 intenzivnější zpevňování nad 85% plošného úběru: intenzivnější tváření cementitu v případě jejich příznivé morfologie, praskání lamel, vznik vad u hrubých lamel. Tvorba mikrotrhlin v místech praskání cementické lamely pak vede k vyčerpání tažitelnosti materiálu. Tvorba mikrotrhlin je podporována: hrubými lamelami cementitu, nepříznivou orientací lamel kolmo ke směru tažení, vysokými dílčími úběry a deformačním stárnutím Princip dynamického deformačního stárnutí Stárnutí materiálu je souborem fyzikálních a mechanických změn v materiálu, ke kterým dochází již při pokojové teplotě a nebo při teplotách vyšších. Obvykle se uvádí do 300 C [5]. Např. zkouška náchylnosti oceli ke stárnutí po plastické deformaci za studena dle normy ČSN se provádí při teplotě 250 C a výdrží 1h. Ze strukturního hlediska se jedná o blokování deformačních systémů precipitací fází na bázi interstitických prvků. Je doprovázeno křehnutím drátu, zvýšením meze pevnosti, kluzu a pružnosti. Prvky, které ovlivňují stárnutí jsou uhlík a hlavně dusík. Z těchto prvků mají vliv pouze ty, které jsou intersticiálně rozpuštěny v materiálu a nikoli ty, které jsou již vyvázány v karbidech, nitridech, případně v karbonitridech. Na stárnutí má mnohem větší vliv (a to až 20x) obsah volného dusíku, než uhlíku a to z důvodu: Rozpustnost volného dusíku ve feritu je maximální při teplotě 911 C a to přibližně 0,004 % a se snižující se teplotou klesá na cca 2, , % při teplotě 20 C [6]. Maximální hodnota rozpustnosti uhlíku, podle binárního diagramu Fe-Fe 3 C, je 0,018 % při teplotě 727 C a klesá, podle křivky změny rozpustnosti, až na 0,0008 % při teplotě 20 C. Větší rozpustnost dusíku ve feritu zvyšuje pravděpodobnost, že právě on bude významnějším prvkem v procesu stárnutí materiálů. Rychlost difúze atomu dusíku při teplotě 20 C je asi 2 x vyšší než rychlost difůze atomu uhlíku. Uhlík se při pomalém ochlazení z vyšších teplot vyloučí natolik do podoby Fe 3 C, že jeho množství pří 20 C není dostačují pro vznik nestabilního stavu. Naopak při vysokých ochlazovacích rychlostech, např. u kalení, vzniká nestabilní přesycený tuhý roztok uhlíku (i dusíku) v železe α, a může docházet ke stárnutí i při 20 C. Stárnutí působí velice nepříznivě zejména na plastické vlastnosti materiálu. Dochází ke snížení hodnot tažnosti, kontrakce a vrubové houževnatosti. Porovnání charakteru lomu taženého drátu a drátu deformačně vystrnutého je provedeno na fotografiích na obr. 82. Z obrázku je zřejmý pokles tvařitelnosti vystrnutého drátu, který se projevil křehkým lomem. Naopak rostou pevnostní charakteristiky jakou jsou pevnost a mez kluzu a v neposlední řadě roste i tvrdost a tranzitní teplota. Srovnání tažnosti a pevnosti drátu bezprostředně po 50 % plastické deformaci a po vystrnutí je na obr. 82. vlevo. Největší vliv stárnutí je u nízkouhlíkových ocelí do 0,2 % C. Zvlášť nepříjemné je

77 stárnutí u ocelí určených k hlubokému tažení. U materiálů s vyšším obsahem uhlíkem není vliv stárnutí tak patrný. Výrazně rychlejší průběh stárnutí lze zaznamenat u materiálů po tváření za studena. Je to dáno zvýšenou hustotou dislokací, která vede ke snadnější a rychlejší difůzi intersticiálních prvků a ke vzniku precipitátů. Tažený drát Deformační stárnutí Obr. 82. Stárnutí taženého drátu Speciálním typem stárnutí je tzv. napouštění pružin. Provádí se záměrně s cílem zvýšit tvrdost materiálu a tím zvýšit tuhost výsledné pružiny. Na obr. 83. je příklad závislosti tvrdosti materiálu na teplotě stárnutí, pro různé úrovně zbytkové deformace. Jak je vidět má velikost deformace vliv na optimální teplotu stárnutí. Obr. 83. Typický průběh závislosti tvrdosti pružinového drátu na teplotě stárnutí

78 4.10. Vliv technologie tažení na výsledné vlastnosti drátu Vliv obsahu uhlíku a dílčích a celkových úběrů K tažení ocelového drátu jsou v závislosti na plastičnosti výchozí oceli (obsahu uhlíku), technologii tažení a technologickém zařízení a požadovaných vlastnostech taženého drátu používány různé celkové úběry Q c, různé dílčí úběry Q a tím i rozdílný počet tahů n. Velikost maximálního dílčího úběru Q max závisí na plastičnosti materiálu, jeho struktuře, na předcházejícím zpevnění, na zbytkových pnutích a podmínkách deformace, tj. druhu tažného nástroje, maziva a způsobu mazání, teplotě, rychlosti a způsobu tažení, způsobu chlazení drátu a drátotahu apod. Měrný tlak vyvolaný tažením se při vysokých dílčích úběrech přibližuje k pevnosti kovu a proto jakékoliv vady struktury kovu a nedostatky v technologii tažení zvyšují nebezpečí lomu drátu při tažení. Měrný tlak vyvolaný tažením by neměl činit více než 75 % meze pevnosti taženého kovu. V praxi je pro zamezení vzniku trhlin v kovu nutno vyhnout se dokonce i při tažení vysoceplastických ocelí dílčím úběrům vyšším než 40 %. Použití příliš malého dílčího úběru (5 až 6 %) však způsobuje nerovnoměrnost deformace po průřezu taženého drátu. Minimální celkový úběr Q c,min je určován na základě požadavků na mechanické a technologické vlastnosti taženého ocelového drátu, vlastnostmi výchozího materiálu a technologií tažení. Celkový úběr může být tím větší, čím vyšší je plastičnost kovu a čím jakostnější jsou mazivo a způsob mazání, povrch polotovaru, průvlaky apod. Hranice celkového úběru je přitom charakterizována výrazným snížením houževnatosti (zvýšením křehkosti) taženého drátu Vliv geometrie průvlaku Drát a průvlak se při tažení ohřívají především přeměnou deformační práce v teplo a vlivem tření. Při tažení drátu působí dále na ohřev drátu i pracovní podmínky. Výzkumy bylo zjištěno, že čistá deformační práce se mění asi z 90 % až 95 % v teplo a asi 10 5 % je vynášeno drátem v podobě zvýšené latentní energie. Největší účinnost přetvárné práce při tažení drátu přes průvlak se pohybuje v relativně úzkém rozsahu zvoleného úhlu kužele průvlaku 2α. Při malém úhlu tažného kužele se zvyšuje práce na překonání tření mezi drátem a průvlakem, při velikém úhlu tažného kužele se zvyšuje práce potřebná na překonání dodatečných vnitřních posunů materiálu. Zvýšení délky kalibračního válce průvlaků pak zvyšuje v oblasti malých a středních úběrů do 25 % požadavek na deformační práce při tažení. Ohřev povrchových vrstev drátu je také ovlivněn tažnou rychlostí, na níž závisí doba styku povrchu drátu s průvlakem, kterým se teplo z povrchu drátu obvykle odvádí. Kolik tepla přijde do drátu a kolik do průvlaků závisí na teplotě, tepelné vodivosti a ochlazování průvlaků. Teplo vyvolané třením se přenáší vedením z vnějších vrstev drátu k jeho vnitřním vrstvám, dokud se teploty nevyrovnají. Při nyní převládajících tažných rychlostech se teplo často vyvíjí v milisekundách, a proto se musí počítat s vysokými teplotami a strmými teplotními spády. Vysoké teploty narušují mazání, rozdíly teplot mezi jádrem a povrchem jsou zdroji zbytkových napětí, jež jsou při dalším použití drátu škodlivá. V závislosti na rychlosti tažení se mění podmínky deformace kovů. S růstem tažných rychlostí se zvyšuje deformační rychlost a v obecném případě vzrůstá deformační odpor materiálu. Se zvyšováním

79 rychlosti tažení se však začíná výrazně projevovat tepelný efekt jako důsledek přeměny mechanické energie tažení na tepelnou. Následkem tohoto jevu dochází v pásmu deformace k růstu teploty a k snížení deformačního odporu taženého drátu. Současně s tím se mění i součinitel vnitřního tření. Působením těchto základních vlivů se mění tažná síla v závislosti na rychlosti tažení. Při malých rychlostech tažení nemá tepelný efekt výraznější vliv na deformační odpor. Při vysoké tažné rychlosti tepelný efekt výrazně snižuje deformační odpor a součinitel tření, což má za následek snížení tažné síly. Bylo prokázáno, že zvýšení rychlosti tažení vyžaduje zmenšení úhlu tažného kužele průvlaku a snížení délky kalibračního válce průvlaků Vliv úběrových řad Na příkladě tažení VD o průměru 5,5 mm na průměr 1,5 mm, 13. tahy, při celkovém úběru 92,6% a středním dílčím úběru 18,1% si udělejme porovnání čtyř základní typů úběrových řad: klesající, rovnoměrná, rostoucí a rovnoměrná, rostoucí a klesající. Průběh velikostí dílčích úběrů v jednotlivých řadách je patrný z obr. 84. Řada VP - klesající Řada 1 - rovnoměrná dílčí úběr [%] dílčí úběr [%] číslo tahu číslo tahu Řada 2 - rostoucí a rovnoměrná Řada 3 - rostoucí a klesající dílčí úběr [%] dílčí úběr [%] číslo tahu číslo tahu Obr. 84. Průběh velikosti dílčích úběrů v jednotlivých řadách

80 Klesající úběrová řada Charakteristické pro tento typ řady je snižování dílčích úběrů se vzrůstající celkovou deformací. V praxi je úběrová řada sestavena tak, že na první tah se nejčastěji používá úběr v rozmezí %, další tahy asi do 65 % celkového úběru - jsou spíše lineární s dílčím úběrem % a v další fázi až do finálního průměru dochází k postupnému snižování dílčích úběrů se vzrůstajícím celkovým úběrem. Toto snižování zohledňuje zmenšující se plasticitu materiálu. Zároveň respektuje doporučení, aby se se snižováním příčného průřezu drátu používaly menší dílčí deformace. V důsledku použití vyšších dílčích úběrů na počátku tažení dochází k narušení a praskání cementitických lamel. To může mít v konečné podobě za následek snižování nebo spíše nedosahovaní požadovaných mechanických vlastností tažených drátů Rovnoměrná úběrová řada Zde se obecně používají velikosti dílčích úběrů v rozsahu % a obvykle se uplatňují při tažení na menší počet tahů, převážně z válcovaného drátu, při celkové deformaci do 90 %. Při tomto typu sady se zrna v materiálu deformují rovnoměrně v závislosti na velikosti použitého úběru. Čím je úběr menší, tím lépe dochází k deformaci a ukládání destiček cementitu do osy tažení, tím jsou méně deformována a rozrušena. To se pochopitelně v konečné fázi projevuje na výsledných mechanických vlastnostech drátu po tažení. Použití vyšších dílčích úběrů působí obráceně a na strukturu spíše destruktivně. Vyšších dílčích úběrů je vhodné používat při tažení předtahových drátů, kdy právě větší destrukce původního zrna je žádoucí, neboť v důsledku tohoto narušení vznikají zárodky pro vznik nových zrn při tepelném zpracování, startuje se tím rychleji proces austenitizace a v konečné fázi dochází k jemnější a rovnoměrnější struktuře patentovaného drátu s menší tloušťkou cementitických desek Rostoucí a klesající úběrová řada Typ této úběrové řady je charakterizován postupným zvyšováním dílčích úběrů, setrváním na určitém maximu a postupným snižováním úběrů. Tento průběh úběrové řady má své opodstatnění. V první fázi, kdy dochází ve struktuře materiálu k orientaci zrn a cementittických lamel do směru osy tažení, je nutné použít malé dílčí úběry. Na první tah se doporučuje použít úběr v rozmezí 8 12 % a pro další dva následné tahy %. Dále se pak postupuje podobně jako u řady klesající až do určitého maxima, které by se mělo pohybovat kolem % celkového úběru a dílčí úběr se může pohybovat mezi %. Použití těchto úběrů vychází z předpokladu, že mechanické vlastnosti taženého drátu se postupně zvyšují se vzrůstajícím dílčím úběrem a dosáhnou maxima v oblasti % úběru celkového. Následný průběh řady odpovídá ze stejných důvodů charakteru řady klesající Rostoucí a rovnoměrná úběrová řada Tato řada stejně jako předchozí využívá kombinaci dvou trendů. Tažení opět začínáme s malými úběry, abychom zajistili výhodnou orientaci lamel a předešli jejich lámání či praskání. Úběry postupně zvyšujeme, setrváme na maximu a poté se řídíme zásadami, platícími pro řadu rovnoměrnou

81 V praxi se pro poslední tah, tedy pro finální průměr, obvykle nedoporučuje používat menší dílčí úběr než 14 %, a to z důvodu dobrého umrtvení a vydrezování finálního drátu, což zaručí vyšší přesnost a jakost povrchu. To platí pro všechny uvedené typy řad Měření mezilamelární vzdálenosti Jemnost lamelární struktury můžeme hodnotit pomocí vzdálenosti jednotlivých lamel tj. mezilamelární vzdálenosti. Měření mezilamelární vzdálenosti v perlitické struktuře se komplikuje jednak tím, že je různá v jednotlivých perlitických koloniích a zároveň jsou lamely v každé kolonii jinak natočeny, takže dochází ke zkreslení vlivem různého úhlu jejich naklonění vzhledem k rovině řezu. Na obr. 85. vidíme, že pokud jsou lamely k rovině řezu kolmé, pak vzdálenost, kterou pozorujeme, je jejich skutečná (true) vzdálenost λ t. Pokud ovšem provedeme řez v rovině nakloněné vzhledem k lamelám pod obecným úhlem α, pozorujeme tzv. zdánlivou (apparent) vzdálenost λ a. zdánlivá mezilamelární vzdálenost λ a α obecná mezilamelární vzdálenost λ r řez v rovině nakloněné k lamelám pod obecným úhlem skutečná mezilamelární vzdálenost λ t testovací čára Obr. 85. Různá označení mezilamelární vzdálenosti Při vyhodnocování této veličiny používáme ještě jedno označení mezilamelární vzdálenosti náhodná (random) vzdálenost λ r, která označuje vzdálenost průsečíků dvou sousedních lamel na testovací čáře. Pro zjišťování mezilamelární vzdálenosti je důležité vybrat vhodnou kvantitativní metodu. Metoda podle Browna a Ridleyho, která je použita ve většině prací, se zakládá na tvrzení, že skutečnou vzdálenost můžeme přímo pozorovat. Za skutečnou považují Brown a Ridley nejmenší pozorovanou vzdálenost, na základě předpokladu, že nejkratší pozorovaná vzdálenost je mezi lamelami kolmými k povrchu. Provádí se tedy rozbor velkého počtu metalografických snímků. Výsledek této metody je silně ovlivněn snahou pozorovatele najít kolonii s nejmenší mezilamelární vzdáleností. Navíc v některých případech můžeme použitím této metody dojít k chybnému výsledku, třeba v případě, kdy se při zvýšení transformační teploty zvyšuje rozsah intervalu mezilamelárních vzdáleností. To ilustruje obr. 86., kde je zobrazena eutektická ocel, která je při dané austenitizační teplotě transformována při dvou různých teplotách 560 a 640 C. Vzorek transformovaný při nižší teplotě by měl mít jemnější mezilamelární vzdálenost. Jestliže je průměrná minimální vzdálenost používána pro srovnání

82 mezilamelární vzdálenosti dvou vzorků, tak se dvě hodnoty mohou k sobě navzájem přiblížit takovým způsobem, že lze pro materiál transformovaný při vyšší teplotě, na základě statistické pravděpodobnosti, určit menší hodnotu mezilamelární vzdálenosti. Obr. 86. Schematické zobrazení dvou logaritmických pravděpodobnostních křivek s různými hodnotami pro mezilamelární vzdálenost ( λ ) a podobné minimální vzdáleností. Standardní odchylky (σ) obou křivek jsou přibližně stejné. Větší rozdíl mezi středními hodnotami a tím i menší pravděpodobnost chyby nabízí určování mezilamelární vzdálenosti Underwoodovou metodou [9]. Underwoodova metoda [10] je navíc oproti předchozí jednoduchá a rychlá. Přestože ve své podstatě není příliš exaktní, podává v porovnání s jinými metodami dostatečně přesné výsledky [8]. Tato metoda spočívá v měření obecné vzdálenosti a z ní se pak na základě jednoduchého vztahu stanoví skutečná vzdálenost. Na snímku struktury vyznačíme čáru, která v rovině řezu protíná mnoho lamel skloněných pod různými úhly. Vydělením délky této čáry celkovým počtem průsečíků získáme průměrnou náhodnou mezilamelární vzdálenost λ r. V tomto případě je ideální použít jako testovací čáru kružnici o průměru d c. Pak určíme počet průsečíků testovací čáry s lamelami cementitu. Tento postup opakujeme na určitém počtu náhodně vybraných polí. Vydělením délky testovací čáry počtem průsečíků získáme počet průsečíků na jednotku délky N L. Pak vypočítáme průměrnou obecnou mezilamelární vzdálenost λ r podle následující rovnice: π dc 1 λ M r = = (61) NL n Výhodou použití kružnice jako testovací čáry pro určení obecné vzdálenosti je záruka zajištění náhodné orientace lamel a konstantní délky čáry na všech zkoumaných polích. Těmto dvěma kriteriím je v případě použití přímky jako pomocné čáry mnohem obtížnější vyhovět. Výrazně rozdílné délky pomocné čáry při jednotlivých měřeních mohou způsobit chybu ve výsledku. Další vliv na přesnost má velikost zvětšení. Obecně lze říci, že nejvyšší přesnosti dosáhneme použitím nejmenšího možného zvětšení. To na druhou stranu musí samozřejmě být dost velké na to, aby

83 se při něm daly rozeznat jednotlivé lamely a zároveň ne větší, než je nezbytně nutné, aby počet zachycených kolonií, resp. lamel byl co největší. Abychom obdrželi dobře určené λ r, musíme provést řadu měření za použití nestranného výběru polí. Nestrannost můžeme zajistit posuvem ve směru os x a y bez zkoumání obrazu. Pole by měla být rozložena v prostoru podle systematického vzoru. Nelze vybírat pole, která se nám zdají typická nebo se zaměřovat na minimální nebo maximální pozorovanou vzdálenost. Přesnost měření se zvyšuje s počtem provedených měření. Experimentálně bylo zjištěno, že v perlitických ocelích platí mezi λ r a λ t jednoduchý vztah λ r je 1,9 až 2 násobkem λ t [8]. Nový přístup představuje měření mezilamelární vzdálenosti pomocí laserového skenovacího konfokálního mikroskopu, který umožňuje vytvoření 3D snímků perlitické struktury. Ty se skládají z oblastí, kde se vyskytuje cementit - ty tvoří výstupky a z prohlubní v oblastech, kde se nachází ferit. Při použití vhodného softwaru lze přímo pozorovat jednotlivé lamely i jejich orientaci v prostoru, měřit jejich vzdálenost a data vyhodnotit [11]. Příklad 9: Stanovte průměrnou mezilamelární vzdálenost perlitu λ r VD, TD po 45, 70 a 93 % deformaci pomocí obou výše popsaných metod. Výsledky srovnejte. Fotografie daných mikrostruktur vám dodá vyučující Další vlivy v procesu tažení Ohřev drátu Zvýšení teploty drátu při tažení je ovlivněno: jakostí válcovaného drátu, tj. jeho průměrem, složením, drsností povrchu, strukturou materiálu a oduhličením, technologickými faktory a podmínkami při tažení. Drát a průvlak jsou při tažení ohřívány především přeměnou deformační práce a vnějšího tření v teplo. Uvolněná teplota vede k růstu teploty taženého drátu, která při překročení teploty 150 až 200 C negativně ovlivňuje jeho vlastnosti. Podle Pompa a Knackstedta [?] se u drátu s obsahem uhlíku 0,7 % s rostoucí teplotou značně zvyšuje především mez pevnosti ale také mez průtažnosti. Zvýšení pevnosti má pomalejší charakter, takže se zvyšuje poměr meze průtažnosti k mezi pevnosti na 90 % i více. Maximálních hodnot meze pružnosti je dosahováno při teplotě 200 C, při teplotě 300 C pak tyto hodnoty opět klesají. Kontrakce s nárůstem teploty klesá a při teplotě 300 C se znovu zvyšuje. Tažnost s nárůstem teploty mírně klesá a při teplotě 300 C se opět zvyšuje. Teplotní poměry taženého drátu přitom nelze snadno stanovit. Při tažení je drát mezi jednotlivými bubny ochlazován, takže působení teploty na vlastnosti taženého drátu bude v porovnání s popisem nižší. V provozních podmínkách by dosahované průměrné hodnoty teplot taženého drátu neměly přesahovat 150 až 200 C

84 Nepřímé chlazení Veliký význam pro jakostní výrobu ocelového drátu má konstrukce drátotahu, technický stav stroje a dobré chlazení drátu a průvlaků při tažení. Vzhledem k tomu, že stávající nepřímé chlazení drátu na klasických typech drátotahu není zejména po určité době práce stroje dostatečně účinné, což zhoršuje mechanické vlastnosti při dané rychlosti tažení drátu, zaměřila se řada výrobců drátotahů na: zlepšení nepřímého chlazení drátu progresivními konstrukcemi drátotahu, zavedení přímého chlazení drátu vodou. Při tažení drátu na klasických typech drátotahů má zvyšování dílčího úběru nepříznivý vliv na vlastnosti drátů. Se zvětšením dílčího úběru stoupá při tažení drátu tažná síla, což se může projevit v nárůstu teplot drátů při tažení a v důsledku deformačního stárnutí materiálu ve zvýšené pevnosti drátu a v poklesu počtu ohybů a krutů Rychlost tažení Pokud se při výrobě zejména vysokouhlíkového ocelového drátu vyskytují problémy s dosažením předepsaných počtů ohybů a krutů, je běžnou praxí snížit tažnou rychlost drátotahu tak, až jsou uvedené hodnoty drátu vyhovující. Tento problém je zřejmě spojen se vznikem vysokých teplot drátu během tažení zpravidla v důsledku nesouladu mezi používanou tažnou rychlostí a intenzitou nepřímého ochlazování drátu chlazením tažných bubnů. Při vhodné konstrukci drátotahu a dobrém chlazení drátu během tažení má rychlost tažení na jakost taženého ocelového drátu jen malý vliv, proto zavedení přímého ochlazování a moderní konstrukce vícenásobného drátotahu vytvoří podmínky pro zvyšování dílčích úběrů a snižování počtu tahů Mazání Při tažení ocelového drátu za sucha se používá maziv, která jsou za normálních podmínek v tuhém stavu. Na plošném rozhraní drát - průvlak vzniká běžně tlak řádově 10 3 až 10 4 MPa a teplota 100 až 300 C. Jakost maziv má všestranný význam pro celý proces tažení, stejně jako i pro vlastnosti hotového výrobku. Jednotlivé funkce maziv a souhrn ostatních požadavků kladených na jejich vlastnosti je nutno posuzovat ve spojitosti s celkovým procesem tažení. Z této skutečnosti vyplývá náročná situace při hodnocení vlastností maziv a jejich kvality. K hodnocení funkčních vlastností maziv v laboratorních podmínkách je používána řada přístrojů umožňujících studium koeficientu tření, pevnosti mazacího filmu, obsahu jednotlivých složek maziv, hodnocení oblasti tání nebo měknutí,viskozity, plasticity apod. Přesto však u těchto metod chybí jednoznačná hodnocení umožňující srovnání takto získaných výsledků s provozní praxí. Ani v poloprovozních podmínkách není možno modelovat beze zbytku podmínky typické pro jednotlivé tažírenské procesy. Rozhodujícím kritériem hodnocení jakosti maziv v provozních podmínkách je měrná spotřeba průvlaků a energie ve vztahu k objemu vyráběných drátů požadovaných vlastností

85 Klasickým a v mnoha případech ještě nejpoužívanějším mazivem je běžné práškové sodné mýdlo, které se stále osvědčuje především při tažení nízkouhlíkového ocelového drátu s povrchem mořeným a vápněným. V tomto případě dochází zřejmě k reakci mezi hydroxidem vápenatým a sodným mýdlem za vzniku mýdla vápenatého přímo v průvlaku. Nevýhodou sodných mýdlových prášků je jejich navlhavost, která výrazně snižuje vizkozitu taveniny maziva a malá technologická spolehlivost. V současné době směřuje všeobecná tendence vývoje a použití mýdel jako maziv na bázi mýdel těžších kovů Rovnání V důsledku nehomogenního tváření vznikají v taženém drátě vlastní napětí prvního druhu, to je tahová napětí v povrchové vrstvě drátu a tlaková napětí v jádru. Tato napětí jsou přítomná v taženém drátě i když drát nevykazuje sklon ke smyčkám. V tomto případě jsou tlaková a tahová napětí v rovnováze a navenek se ve změně tvaru závitů drátů neprojevují. Při rovnání drátu dochází v důsledku plastického tečení materiálu k odstranění vlastního napětí a tím ke změně vlastností drátu. Při tažení drátu velikými úběry jsou v materiálu vysoká vlastní napětí, která se nedají ani bezvadným rovnáním úplně odstranit. Otázky ke kapitole 4 1. Vyjádřete matematicky zákon o rovnosti objemu drátu procházejícího průvlakem za jednotku času.? 2. Nakreslete síly působící na drát v průvlaku při tažení. 3. Nakreslete schéma napjetí a deformace při tažení. 4. Odvoďte vzorec pro výpočet počtu tahů, jako funkci celkového a dílčího úběru. 5. Formulujte podmínku plasticity pro tažení. 6. Z jakých částí se počítá celková tažná síla? 7. Jaký vliv má úhel deformačního kužele průvlaku na tažnou sílu? 8. Odvoďte vztah pro výpočet optimálního deformačního kužele průvlaku. 9. Co je příčinou ohřevu drátu při tažení? 10. K jakým procesům dochází při tváření feritu za studena? 11. Proč při tváření za studena roste hustota dislokací? 12. Jak popíšete deformační odpor při tváření za studena? 13. Co je to perlit? Jak vzniká? Jaké znáte formy? 14. Popište změny perlitické struktury při tváření za studena? 15. Popište jednotlivá stádia křivky napětí deformace při tváření perlitu za studena. 16. Co je to stárnutí oceli? 17. Co je to napouštění pružin? 18. Jaký vliv má stárnutí oceli na mechanické vlastnosti? 19. Čím se řídí velikost dílčích a celkových úběrů při tažení? 20. Jaký vliv na deformační teplo na tažnou sílu? 21. Jaké znáte typy úběrových řad? Jaký je jejich vliv na vývoj perlitické struktury? 22. Jaká jsou úskalí měření mezilamelární vzdálenosti perlitu?

86 5. ZAŘÍZENÍ K TAŽENÍ DRÁTU Technologie tváření 180 minut Po prostudování této kapitoly budete seznámeni se základními typy drátotahů, budete seznámeni se systémy navíjení a odvíjení drátu, budete podrobně seznámeni s geometrií průvlaku, budete znát jednotlivé typy průvlaků a jejich výhody a nevýhody, budete umět vypočítat strojové úběry drátotahů, 5.1. Drátotahy K tváření ocelového drátu za studena tažením jsou používány různé typy a konstrukce drátotahů. Schéma základního rozdělení drátotahů pro tažení ocelového drátu je uvedeno na obr. 87. Akumulační drátotahy pracují bez skluzu s velkou zásobou drátu na bubnech za sucha, přímotažné stroje bez skluzu pracují s malou, popř. větší zásobou drátu na bubnech za sucha, drátotahy s kotouči s klínovou drážkou pracují bez skluzu a bez zásoby drátu na kotouči za sucha a drátotahy se skluzem jsou určeny k tažení drátu za mokra. Obr. 87. Rozdělení drátotahů

87 Drátotahy za sucha akumulační U akumulačních drátotahů (obr. 88.) pracujících se zásobou drátu na bubnech jsou jednotlivé tažné bubny konstantního průměru, přičemž jejich otáčky se v závislosti na prodloužení drátu úměrně zvětšují. Drát je veden z jednoho taženého bubnu přes průvlak k následujícímu tažnému bubnu systémem rotujících kladek. Na každém tažném bubnu je dostatečná zásoba drátu k vyrovnání malých diferencí v rychlosti a aby se přitom drát nepřetrhl, navinuje se na předcházející tažný buben vždy více drátu než na buben následující. Dílčí úběry drátu proto musí být větší než dílčí úběry stroje a na jednotlivých tažných bubnech tak dochází při tažení k hromadění drátu. Ve výrobní praxi jsou aplikovány akumulační drátotahy s horní a spodní převáděcí kladkou a s dvojitými bubny (obr. 88 a 89). V současné době jsou nejčastěji nabízeny stroje s dvojitými bubny pro tažení drátů o průměrech asi 0,3 až 3,5 mm. S převodem drátu horem S převodem drátu spodem S dvojitými bubny Obr. 88. Princip vedení drátu na akumulačním drátotahu; 1 - drát, 2 - skříňka s průvlakem, 3 - tažný buben, 4 - převáděcí kladka, Převod horem Obr. 89. Akumulační drátotahy Dvojité bubny

88 Drátotahy za sucha přímotažné Upřímotažných drátotahů (obr. 90. a 91.) je poměr průtažné rychlosti drátu a obvodové rychlosti tažného bubnu roven 1. Tento vztah je zajištěn automatickou regulací otáček tažného bubnu. Na každém tažném bubnu musí být při tažení nejméně tolik závitů drátu, aby byla třením dosažena potřebná tažná síla. Ke zvýšení účinnosti chlazení jsou v současné době konstruovány tažné bubny pro větší počet závitů drátu. K progresivním přímotažným drátotahům patří stroje se stupňovitými kotouči, anebo stroje s tabulovým uspořádáním tažných kotoučů. Přímotažné stroje všech známých klasických konstrukcí jsou nabízeny k tažení drátů o průměrech asi 0,2 až 8,0 mm. K výrobě ocelových nepatentovaných drátů a předtahových ocelových drátů průměrů 3 až 4 mm. jsou také doporučovány vícenásobné akumulační drátotahy s horní převáděcí kladkou nebo přímotažné stroje se stupňovitými kotouči. V současné době se prověřují ve výrobní praxi přímotažné drátotahy se stupňovitými kotouči, které mají minimální požadavky na zastavěnou plochu. Vertikální bubny Se šikmými bubny Se stupňovitými Obr. 90. Princip vedení drátu na přímotažném drátotahu; 1 - drát, 2 - skříňka s průvlakem, 3 - tažný buben, 4 - převáděcí kladka, 5 - napínací kladka, 9 - odstupňované tažné kotouče Obr. 91. Přímotažný drátotah

89 Drátotahy za sucha s V drážkou Drátotahy s kotouči a V drážkou (obr. 92.) patří k nejnovějším typům vícenásobných strojů pro tažení ocelového drátu bez skluzu za sucha. Tyto stroje využívají tahu drátu vyvozeného klínovou drážkou tvaru V na tažném kotouči a pracují bez zásoby drátu na kotouči. Toto koncepční řešení vytváří podmínky pro rychlé a snadné zatahování drátu, jednodušší vedení drátu strojem, tažení velikého rozsahu průměrů drátů, aplikaci přímého vodního chlazení, vyloučení vzduchového chlazení, snížení hlučnosti, snadnější obsluhu a jednosměrné ohýbání drátu při tažení. Obr. 92. Princip vedení drátu na drátotahu s V drážkou; 1 - drát, 2 - skříňka s průvlakem, 4 - převáděcí kladka, 5 - napínací kladka, 6 - přímé vodní chlazení, 7 - kotouč s klínovou drážkou, 8 - vzduchový nůž Drátotahy za mokra se skluzem- s ponorem drátu v mazivu Vícetahové drátotahy se skluzem (obr. 93.) pracují tak, že je drát veden mezi dvěma průvlaky přes tažné kotouče. Na tažném kotouči je drát 1 až 3 krát ovinut. Třením, vznikajícím mezi drátem a povrchem tažného kotouče, se vyvozuje potřebná tažná síla. Drát probíhá průvlaky vzrůstající rychlostí, čehož se dosáhne obvykle stupňovitým uspořádáním kotoučů. Obvodová rychlost jednotlivých tažných kotoučů na sebe navazujících je volena tak, aby každý tažný kotouč mohl odvést více drátu, než může přijmout následující průvlak. Obvodová rychlost tažného kotouče mezi dvěma průvlaky přesahuje o 3 až 5 % rychlost drátu probíhajícího těmito průvlaky. Poměr rychlostí drátu k obvodové rychlosti kotouče je menší než 1, popř. roven 1 a nazývá se koeficientem skluzu. Procentuální vyjádření tohoto vztahu charakterizuje velikost skluzu. Obr. 93. Princip vedení drátu na drátotahu pracujícím se skluzem; 1 - drát, 2 - skříňka s průvlakem, 4 - převáděcí kladka, 9 - odstupňované tažné kotouče Vícenásobné skluzové drátotahy jsou v hromadném měřítku aplikovány k tažení ocelového drátu za mokra v rozsahu průměrů asi 0,1 až 0,9 mm. Pozornost je orientována zejména na použití moderních skuzových drátotahů klasické konstrukce se stupňovitými tažnými kotouči na hřídelích uložených ve

90 sklopném mechanismu (obr. 94.) nebo se stupňovitými tažnými kotouči na hřídelích pevně zabudovaných ve stěnách vany s mazací emulzí. K tažení velice tenkých drátů pod průměr 0,2 mm se také uplatňují vícenásobné drátotahy s konstantním průměrem tažných kotoučů a s mazáním drátu ostřikem. Obr. 94. Drátotah pro tažení za mokra se skluzem s kotouči uloženými na sklopném mechanismu, dole drátotah s přelivem, detail umístění průvlaků

91 Požadavky na vlastnosti drátotahů Tažení tvrdého ocelového nepatentovaného drátu o obsahu uhlíku do 0,25 % průměrů 0,1 až 4,0 mm v rozmezí pevnosti v tahu asi 500 až 1200 MPa a ocelového patentovaného drátu o obsahu uhlíku 0,3 až 1,0 % průměrů 0,1 až 8,0 mm s mezí pevnosti v tahu 1200 až 3300 MPa je zabezpečováno převážně na vícenásobných drátotazích a tažení tvrdého ocelového nepatentovaného drátu o průměrech nad 4,0 mm na jednoduchých (jedno- a dvoutahových) drátotazích různých typů a konstrukcí. Výrobci i uživatelé drátotahů zaměřují pozornost na vývoj a použití drátotahů nejvhodnějších technickoekonomických parametrů, a to na: zabezpečování požadované jakosti taženého drátu, zvýšení kapacity strojů, zajištění vysoké provozní spolehlivosti drátotahů, zabezpečení požadavků na bezpečnost a ochranu zdraví pracovníků při práci, jednoduchou obsluhu a kontrolu strojů, zvýšení produktivity práce a snížení provozních nákladů při tažení. Požadovaná jakost drátu je zajišťována na drátotazích, které zabezpečují plynulý postup tažení v jednotlivých průvlacích v souladu s použitým principem tažení, na strojích s dobrým, spolehlivým a rovnoměrným ochlazováním drátu s udržováním konstantní zásoby drátu na tažených bubnech, tažením bez zkrucování drátu při jeho zpracování nebo navíjení do svitků nebo cívek, minimálním ohýbáním drátu na vodních kladkách, válečcích a tažných bubnech s maximálním poloměrem ohýbání, správným vyrovnáním drátu při jeho průchodu průvlakem, vhodným systémem klasického nebo tlakového mazání, možností použití rotujících nebo tlakových průvlaků, volbou vhodných úběrových řad průvlaků počítačem s tendencí zvyšování dílčích úběrů, průběžným měřením povrchové teploty drátu po výstupu z průvlaků, průběžným měřením tahové síly a finálního průměru drátu. Zvýšení kapacity drátotahů je zabezpečováno vyššími rychlostmi tažení, použitím správné rychlosti pro každý průměr a jakost drátu, vyšším využitím drátotahů, tj. použitím odvíjedel a navíječů s vyšší hmotností drátu, minimálním počtem přetrhů drátu (vyšší jakostí válcovaného drátu), dlouhou životností průvlaků a jejich snadnou výměnou, rychlým a snadným zatahováním drátu do stroje, nízkou poruchovostí a snadným nalezením poruch drátotahů, průběžným měřením finálního průměru drátu. Zvýšená pracovní spolehlivost drátotahů je ovlivněna koncepcí i konstrukcí drátotahů, dynamickým vyvážením tažných bubnů, vhodnou konstrukcí odvíjedel a navíječů, spolehlivostí elektromotorů, elektrorozvodů a elektronického řídícího systému práce stroje, spolehlivosti všech strojních dílů. Zabezpečení požadavků na bezpečnost a ochranu zdraví při práci je orientováno na dokonalou ochranu jednotlivých částí stroje a pracovníka. Je zabezpečováno zakryto váním stroje, blokovanou a postupně regulovanou rychlostí drátotahů, vhodným systémem rychlého automatického nouzového zastavení drátotahů (např. při přetržení drátu), použitím čidel k měření vybraných parametrů stroje, jednoduchou obsluhou a nízkou hladinou hlučnosti strojů, použitím zařízení k odsávání prachu. Jednoduchá obsluha a kontrola práce drátotahů je zajištěna optimální koncepcí a konstrukcí stroje, která umožňuje snadné zatahování drátu do stroje, rychlé zastavení stroje při přetržení drátu, snadné a rychlé nastavení průvlakové skříňky a snadnou výměnu průvlaků, plynulou kontrolu předepsaného procesu tažení, teploty drátu, průměru taženého drátu, měření tažných sil a spotřeby

92 elektrické energie, kontrolu mazání pohonů, teploty motorů, přetížení na drátotahů, kontrolu chlazení apod. Produktivita práce a výrobní náklady jsou kromě shora uvedených faktorů ovlivněny pořizovací cenou drátotahů a nákladů na montáž, stavebními náklady ve vztahu na zastavěnou plochu, náklady na údržbu, spotřebu všech druhů energie a materiálů Strojní úběry drátotahů Při výpočtu strojních úběrů drátotahů Q s a Q sc. vycházíme ze zákona rovnosti objemu drátu procházejícího průvlaky za jednotku času (rovnice (11)). U přímotažných drátotahů je přesně dodržován následující vztah: vx = 1 (62) wx úpravou rovnice (11) dostaneme následující tvar: S o v = S... o 1 v1 = S2 v2 = = Sn vn (63) kde S o, S 1, S 2 S a v o, v 1, v 2 v a w o, w 1, w 2 w a jsou průřezy drátu, jsou rychlosti drátu, obvodové rychlosti tažných bubnů. Jednotlivé dílčí strojní úběry Q s stanovíme z těchto rovnic: Q s S0 S 1 S 1 w w w = = = 100 = 100 S0 S0 w1 w1 [%] w2 w1 w3 w2 wn wn 1 Q s. 2 = 100; Qs.3 = 100;... Qs. n = 100; [%] (64) w w1 w 2 2 n Celkový strojní úběr vícenásobného drátotahu Q cs stanovíme za předpokladu Q s. 1 Qs.2 = Qs.3 =... Qs. n = z této rovnice: n w c w0 Q. 100 = 1 1 s Q s c = [%] (65) wc 100 Příklad 10 Výpočet strojních úběrů akumulačního resp. přímotažného drátotahů dokumentuje tabulka 14 resp. tabulka 15. U akumulačního drátotahu platí tyto zásady: 1. Otáčky bubnů se postupně zvyšují, protože se zmenšuje průřez TD. 2. Plošný úběr drátu musí být větší než strojní úběr, aby nedošlo k přetržení. U přímotažného drátotahu platí tyto zásady: 1. Rychlost drátu a obvodová rychlost bubnů musí být stejné. 2. Výsledky rovnice kontinuity se musí navzájem rovnat

93 Tabulka 14 Výpočet strojního úběru akumulačního drátotahu při tažení drátu o průměru 9 mm na 4,5 mm. Tabulka 15 Výpočet strojního úběru přímotažného drátotahu při tažení drátu o průměru 14 mm na 8,2 mm

94 Příklad 11 Pomocí tabulkového procesoru Excel vypočítejte strojní úběry akumulačního a přímotažného drátotahu. Akumulační drátotah: vstupní průměr d 0 = den vašeho narození, celkový úběr Q c 80% Akumulační drátotah: vstupní průměr d 0 = poslední číslice čísla vašeho OP, celkový úběr Q c 75% Dílčí úběry se pohybují okolo 20 % Pomocné vybavení K pomocným strojním zařízením drátotažných strojů přísluší: hrotovací zařízení, hrotovačky, průvlakové skříňky, zatahovací kleště, drezury drátu, rovnačky, ruční jeřábky ke snímání drátu, svařovací stroje, svářečky. Hrotovačky (wire nib sharpening machine) jsou pomocná strojní zařízení, která slouží k hrotování konců drátu tak, aby drát bez potíží a v dostatečné délce prošel průvlakem a aby jej mohly zatahovací kleště zachytit. Tenké dráty se hrotují ručně pilníkem ve zvláštním zařízení, které mívá tažec u stroje po ruce. Tlustší dráty se hrotují v hrotovačkách. Velmi rozšířené jsou hrotovačky válcové. Jsou to dva válce z kalené oceli, ve kterých jsou drážky různého průměru postavené tak, aby stejné poloměry stály proti sobě. U ručních hrotovaček se válce pohybují proti sobě a tažec vytváří hrot tím, že v drážce vhodného rozměru protáčí konec drátu a zároveň pákou otáčí válci a přecházením z větší drážky do menší drát ztenčuje. Strojní hrotovačky jsou poháněny elektromotorem, ale protože je jejich pohyb nepřetržitý, drážky ve válci se rozšiřují a zužují tak, aby se drát snáze do válce vtáhl a aby byl úběr postupný. Zařízení k hrotování drátu turecké firmy ARA je uvedeno na obr. 94. Maximální průměr 16 mm, minimální Obr. 94. Hrotovačka firmy ARA průměr 0,8 mm. Průvlakové skříňky (dieholders) mají zabránit pohybu průvlaku ve směru tažení, umožnit chlazení průvlaku vodou a zároveň slouží jako zásobník pro mazivo obr. 95. Různé konstrukce průvlakových skříněk jsou součástí dodávky drátotahů. Na obr. 96. je rotační vodou chlazená průvlaková skříňka švédské firmy Lämneå Bruk ab. Aplikátory maziva, jedná se o pomocné zařízení, které slouží k lepšímu vedení drátu přes zásobník maziva. Na obr. 97. je aplikátor firmy americké firmywilco a příklad jeho použití. Zatahovací kleště (wire pulling-in dog) jsou používány k zachycení a zatažení zeslabeného konce drátu na tažný buben. Zeslabený konec drátu se zachytí kleštěmi různého tvaru a konstrukce připojenými řetězem na buben a pomalým otáčením bubnu (zatahovací rychlostí) se drát protahuje průvlakem a navíjí na buben (obr. 98.)

95 Obr. 95. Držák průvlaku Obr. 96. Rotační vodou chlazený držák průvlaku Obr. 97. Aplikátor maziva firmy Wilco a příklad umístění v zásobníku mazacího prášku. Obr. 98. Zatahovací kleště Obr. 99. Rovnačky drátu firmy ARA

96 Rovnačky - drezury drátu mají v širším slova smyslu připravit z kruhového drátu drát vyrovnaný a nastříhaný na předepsané délky nebo ho nově převinout do kruhu, aby se odvinoval mrtvě (tzn. drezovaný drát). Rovnačky na drátotahů - drezury jsou tvořeny soustavou nastavitelných kladek, které jsou uspořádány v jedné nebo dvou rovinách a slouží k umrtvování drátu před navíjením na poslední snímací buben drátotahů (obr. 99.). Ruční jeřábky jsou montovány u posledního snímacího bubnu a slouží ke snímání hotového drátu pomocí závěsu k vytahování a přenášení svitků - vytahovacích kleští z drátotahů. Svářečky (buttwelders) se používají ke svařování drátu před tažením a při přetržení drátu během tažení (ale také při patentování, pozinkování aj.) je významnou technologickou operací, která ovlivňuje využití a tím i výkon stroje. Spojení konců drátu svarem musí zabezpečit spolehlivé protažení drátu průvlakem (bez přetržení ). Struktura svaru má přitom pokud možno odpovídat struktuře základního kovu. Při svařování ocelového drátu s obsahem uhlíku pod 0,2 % C se tyto požadavky při pečlivé úpravě konců drátů před svářením s úpravě svaru včetně vyžíhání dají bez obtíží zajistit. Při svařování ocelového drátu s obsahem uhlíku nad 0,3 % je zabezpečení příslušné struktury drátu v místě svaru zajistitelné s určitými potížemi. Styčné plochy musí být při svařování kolmé k ose drátu, čisté (bez okují a zbytku vápna) tak, aby byl zabezpečen průchod svařovacího proudu drátem. Po zapnutí svařovacího procesu prochází proud J" drátem, jehož konce jsou k sobě přitlačovány tlakovou silou F. Po dosažení svařovací teploty se stykové plochy srovnají a pod příslušným tlakem probíhá sváření konců drátu. Opracování svaru spočívá v pečlivém přebroušení svaru obvykle brusným kotoučem tak, aby nedošlo k ztenčení drátu a ke vzniku vrubů, které by mohlo zapříčinit přetržení drátu při tažení. Mimořádně důležité je tepelné zpracování drátu v místě svaru tak, aby se jeho struktura přiblížila struktuře drátu. Obr Schéma odporového svařovacího postupu na tupo; 1 - konce svařovaného drátu, 2 - měděné elektrody, F - přítlačná síla, J - svařovací proud. Obr Kompaktní zařízení pro svařování drátu německé firmy Strecker, vlevo příklady tvaru svarů před broušením, dole vlastní průběh svařování na tupo

97 5.3. Odvíjecí a navíjecí zařízení Odvíjející a navíjející zařízení výrazně ovlivňuje využití drátotahů a produktivitu práce při tažení. Aplikací vysokých hmotností drátu na odvíjedlech a navíjedlech lze vytvořit podmínky pro téměř nepřetržitý chod drátotahů. Tato zařízení je nutno řešit pro příslušné specifické podmínky tažení komplexně a samostatně. Práci při obsluze drátotahů lze rozdělit na tři části, a to na: práci s drátem na odvíjedle, práci s drátem na navíjedle, práci v oblasti vlastního drátotahů. Čas potřebný k obsluze odvíjedla výrazně ovlivňuje hmotnost drátu na odvíjedle, plynulost odvíjení drátu, počet potřebných svarů ke spojení konců, dopravní podmínky. Čas potřebný k obsluze navíjedla dále závisí na použitém typu drátotahu a navíjedla, na dopravních možnostech, na požadavcích odběratelů z hlediska hmotnosti a uložení drátu do svitku nebo zásobníku, na hmotnosti a způsobu uložení drátu pro další zpracování v podniku. Použití velikých hmotností drátu na odvíjedlech nebo navíjedlech vyžaduje řadu speciálních investičních zařízení, a proto může být hospodárně jen při výrazném zvýšení využití drátotahů a produktivity práce. Podíl jednotlivých prostojových časů a časové využití strojů v závislosti na pracovních podmínkách a rychlosti tažení (viz. tabulka 14) ocelového patentovaného drátu dokumentuje obr Hmotnost drátu na odvíjedle je při tažení průměrů drátu 0,5 až 1,8 mm 800 kg a při tažení 2,2 až 3,2 mm 1000 kg. Hmotnost drátu na navíjecí Vickler s průvlakem je pro průměry drátu 0,5 až 1,25 mm 500 kg, průměry 0,8 až 1,8 mm 800 kg a průměry 1,25 až 3,2 mm 1250 kg. Hmotnost drátu na navíjecí cívce je pro průměry 0,8 až 3,2 mm 1000 kg. Tabulka 16 Průměr drátu [mm] /projektovaná rychlost [m.s -1 ] A 1 0,6/20 1,25/17,5 1,8/15 2,2/13 2,5/11 2,8/9,5 3,2/7,5 A 2 0,6/18 1,25/16 2,2/11,5 1,8/13,5 2,5/10 2,8/8,5 3,6/6,5 Obr Graf závislosti časového využití stroje na průměru drátu

98 Odvíjela (payoff) Odvíjedlo je nutno přizpůsobit těmto podmínkám: výchozímu průměru drátu, jakosti zpracovávaného materiálu, rozměrům svitků nebo cívky, rozsahu odvíjecí rychlosti, při přetržení drátu automatickému vypnutí stroje, o při vypnutí stroje rychlému a účinnému brzdění, zastavení odvíjedla, o podmínkám pro manipulaci s drátem. Odvíjedla lze rozdělit podle různých hledisek: 1. Z hlediska použitého materiálu na: odvíjedla pro válcovaný drát, odvíjedla pro přetahovaný drát. 2. Z hlediska principu odvíjení drátu na: rotační (radiální) odvíjela (obr. 103.), stacionární odvíjedla s axiálním odvíjením, o drátu přes hlavu (obr a 105.), o pomocí unášecího ramene. 3. Z hlediska polohy osy odvíjedla na: - zařízení se svislou nebo vodorovnou osou. 4. Z hlediska způsobu odvíjení na zařízení na: - svitky drátu nebo na cívky s drátem. Obr Rotační odvíjedlo Obr Stacionární odvíjelo firmy Koch. Obr Stacionární odvíjelo s axiálním odvíjením drátu přes hlavu

99 Navíjedla (takeup) Navíjedla je nutno přizpůsobit zejména těmto podmínkám: maximální rychlosti tažení, rozměrům taženého drátu, jakosti taženého drátu, požadavku na minimalizaci počtu pracovních operací, požadavkům na další použití drátu: o pro účely expedice podle přání zákazníka, o pro účely dalšího zpracování v rámci závodu. Navíjedla lze rozdělit podle různých hledisek: 1. Z hlediska způsobu navíjení drátu na: navíjení drátu do svitku, navíjení drátu na cívku. 2. Z hlediska principu navíjení drátu na svitky rozdělujeme navíjedla na: zařízení se zkrutem po jeho délce (bez průvlaku nebo s průvlakem), s horizontální nebo vertikální osou navíjení drátu ukládaného navíjecím ramenem na stacionární buben a s ukládáním drátu do různých zásobníků, zařízení bez zkrutu drátu po jeho délce (bez průvlaku nebo s průvlakem) s komínovým rozetovým nebo spirálním ukládáním drátu do otáčejících se zásobníků různé konstrukce. Základním typem zařízení pro ukládání drátu do svitku je poslední tažný buben drátotahu se závěsem pro snímání - kleště. Vytlačování jednotlivých závitů taženého drátu po bubnu nahoru umožňuje vhodný rádius u kořene bubnu (2,5 až 3 násobek průměru drátu) a konicita bubnu, která je v závislosti na pevnosti drátu 1 až 2,5. Na obr resp jsou dokumentovány navíječe ocelového taženého drátu s horizontální resp. s vertikální osou navíjení drátu do svitku na zásobník firmy Koch. Obr Navíječ do svitku s horizontální osou Obr Navíječ do svitku s vertikální osou

100 Zařízení k navíjení drátu do svitků se skrutem drátu po jeho délce a ukládáním drátu do různých zásobníků se skládá z vlastního navíjecího zařízení, navíjecího kotouče a zásobníku. Drát je pomocí vodících kladek přiváděn dutou hřídelí k vlastnímu navíjecímu zařízení, ramenu, které pomocí převáděcí kladky ukládá drát, závit po závitu na stacionární navíjecí kotouč. Z kotouče padají jednotlivé závity drátu do zásobníku (viz. obr. 108.). U drátů citlivých na zkrut jsou používány tvz. tahové Vicklery". Tato navíjedla také pracují se stacionárním navíjecím kotoučem, ale převáděcí navíjecí kladka je nahrazena průvlakem s úběrem asi 10%. Tato deformace drátu vliv zkrutového napětí eliminuje. U tlustých drátů jsou aplikovány navíječe drátu do svitků v kombinaci s drátotahem. Tyto navíječe jsou vybaveny otáčejícím se navíjecím kotoučem, ze kterého padají jednotlivé závity drátu do zásobníku. V tažírnách na výrobu ocelového drátu jsou často aplikována zařízení k navíjení drátu na cívku (obr a 110.). Při dalším zpracování drátu ve vlastním provozu je výhodou navinutého drátu na cívku bezvadný způsob odvíjení drátu z cívky. Drát na cívce také vytváří podmínky pro lepší manipulaci a dopravu drátu. Nevýhodou je nutnost vracet prázdné cívky do tažírny. Pro náročnější odběratele jsou stále častěji používána zařízení k navíjení ocelového drátu velké hmotnosti na rozebíratelné cívky (obr. 111.). Obr Ukládání závitů na rozetu Obr Horizontální navíječka Obr Vertikální navíječka

101 Obr Navíječka drátu s rozebíratelnou cívkou instalovaná v Železárnách Chomutov a.s., navíjení na papírové jádro 5.4. Průvlaky Průvlak je základním nástrojem používaným v procesu tažení ocelového drátu (obr.113.). V průvlaku probíhá proces plastické deformace taženého drátu, která je vyvolaná společným působením tlaku v průvlaku a tažné síly na drát vyvozené tažným strojem. Průvlak je konstruován tak, aby taženému materiálu zajistil požadovanou přesnost rozměrů, jakost povrchu, žádané mechanické vlastnosti a mikrostrukturu drátu. Konstrukce průvlaků také ovlivňuje efektivnost procesu tažení a opotřebení průvlaků, a tím také ekonomiku výroby taženého drátu. Průvlak je poměrně drahý pracovní nástroj. Pro jeho výrobu jsou používány specifické suroviny, náročná technologie výroby a vyžaduje relativně pracné opracování. Mnohonásobně vyšší než samotná cena průvlaku mohou být však výpadky výroby způsobené nekvalitní výrobou drátu nebo prostoje drátotahů zapříčiněné nevhodnou volbou nebo špatnou jakostí průvlaku. Průvlak tvoří 2 části - jádro a objímka. Specifikace průvlaků se provádí podle materiálu jádra. Obr Schéma průvlaku A - jádro průvlaku B - objímka průvlaku 1 - vstupní, mazací kužel 2 - tažný, pracovní kužel 3 - kalibrační válec 4 - výstupní kužel d 1 - kalibrační průměr d 2 - průměr jádra d 3 - průměr objímky h 1 - výška jádra h 2 - výška objímky l 2 - délka tažné části l 3 - délka kalibrační části l 4 - délka výstupní části jádra 2α - úhel tažné části 2β - úhel vstupní části jádra 2γ - úhel výstupní části jádra 2δ - úhel výstupní části objímky

102 Technologie tváření Podle materiálu jádra průvlaku lze provést následující základní rozdělení: Průvlaky ze slinutých karbidů tvrdokovové průvlaky TKP (obr. 114.) Diamantové průvlaky o P. z přírodních, monokrystalických diamantů MKD (obr. 115.) o P. ze syntetických, polykrystalických diamantů PKD (obr. 116.) Průvlaky z jiných materiálů (původním materiálem pro výrobu průvlaků byl kámen, odtud profesní označení průvlaku kámen) Obr Tvrdokovový průvlak Obr Jádro MKD průvlaku Obr PKD průvlaky Obr Rozdělení průvlaků podle tvaru deformační oblasti; a) kuželový, b) vydutý, c) radiální a d) sigmoidální Průvlaky lze také rozdělit podle tvaru pracovní plochy na: průvlaky kuželové (obr. 117.a), průvlaky vyduté (obr. 117.b), průvlaky radiální (obloukové) ((obr. 117.c a obr. 118.), průvlaky sigmoidální (obr. 117.d). Kuželovité průvlaky (viz. obr. 118.), jsou v porovnání s ostatními typy průvlaků nejsnadněji vyrobitelné a nejsnadněji se renovují. proto jsou také nejpoužívanější. radiální průvlak je charakteristický největší intenzitou deformace na počátku pásma deformace, postupně se intenzita deformace snižuje. Přechod mezi deformační as kalibrační částí je velmi pozvolný, což vede ke zvýšení rozměrové přesnosti a povrchové jakosti drátu. Tento typ průvlaku se používá hlavně u drátů s velmi malým průměrem, kdy díky větší stykové ploše oproti kuželovému průvlaku dochází k většímu rozložení napětí po délce deformační části a tím k nižším absolutním hodnotám tření což má za následek snížení opotřebení Obr Radiální průvlak

103 Zwierev navrhl vydutý tvar deformační části průvlaku. Okamžitý uhel α x je navržen tak, aby byla splněna následující podmínka: Fx sin 2α x = konst. Takto tvarovaná deformační část by si zachovávala svůj tvar i při rostoucím opotřebení průvlaku a tím by se zajistila vysoká životnost nástroje. Dalším krokem v konstrukci deformační části průvlaku je tvar sigmoidální. Intenzita deformace na počátku pásma deformace je malá postupně dosahuje maxima a poté opět klesá. Takovýto průběh deformace má za následek plynulý tok kovu v pásmu deformace a snížení oblastí budící se a odeznívající deformace. Použití toho typu průvlaku vede k dosažení nejnižších napětí v pásmu deformace. V současné době je použití jiných než kuželovitých průvlaků omezeno komplikovanou výrobou jiných typů nástrojů, ale dá se očekávat, že s rozvojem technologií výroby a renovace průvlaků se, hlavně sigmoidální průvlaky začnou používat častěji. Nejdůležitějším parametrem kuželového průvlaku je úhel deformačního kužele 2α. Optimální hodnoty úhlu 2α pro různé materiály a doporučená velikost dílčího úběru jsou uvedeny v tabulce 17. Tabulka 17 Velikost úhlu 2α a doporučené hodnoty dílčího úběru Q d pro různé materiály Materiál 2α [ ] Q d [%] Hliník Měď, zlato, stříbro Mosaz, bronz Měkká ocel Tvrdá mosaz Středně tvrdá ocel Kovy tvrdší než ocel Průvlaky TKP Slinuté karbidy jsou směsi, v nichž převážnou část tvoří jemná zrnka karbidu kovů s vysokou teplotou tání, která jsou navzájem spojená slinovadlem, tj. kovem skupiny železa. Základní složky jsou: karbidy wolframu WC, karbidy titanu TiC jako pojivo se používá kobalt (viz. tabulka 18). K výrobě objímek je používána uhlíková ocel o pevnosti v tahu v rozsahu MPa. K výrobě průvlaků pro tažení za mokra jsou rovněž používány objímky z hliníku a mosazi (lepší odvod tepla). Tabulka 18 Chemické složení a vlastnosti jádra průvlaku Kód podle ISO Chemické složení jádra WC TiC Ta (Nb) C Co Hustota Tvrdost podle Vickerse Tvrdost podle Rockwella Zatížení vedoucí k příčnému lomu Odolnost vůči tlaku Youngův modul Koercitivní síla [%] [g.cm -3 ] HV30 H RB [MPa] [GPa] [GPa] [A.cm -1 ] K ,7 0,3 3 15, , , K ,5 1 4,5 15, , , K ,5 5,5 14, , , K ,5 0,5 6 14, , , K30 90,5-0,5 9 14, , , K , , , K , , ,

104 Karbidy kovů WC a TiC dodávají slinutým karbidům tvrdost a otěruvzdornost, kobalt je činí pevnými a houževnatými. K tažení ocelového drátu jsou aplikovány slinuté karbidy skupiny WC-Co. K výrobě objímek je používána uhlíková ocel o pevnosti v tahu v rozsahu MPa. K výrobě průvlaků pro tažení za mokra jsou rovněž používány objímky z hliníku nebo mosazi, které mají lepší odvod tepla. Postup výroby tvrdokových průvlaku lze shrnout takto: 1. výroba jádra, 2. zhotovení objímky, 3. vložení jádra do objímky, 4. zhotovení a opracování otvoru průvlaku Technologie výroby jádra 1. Výběr a příprava homogenní směsi z karbidu wolframu o zrnitosti 0,8-6,0 µm, kovového kobaltu o zrnitosti 1 až 1,5 µm, plastifikátoru (parafin, polyetylenglycol) a sazí, mletí surovin za mokra (přidává se aceton) v mlecích stolicích pomocí tvrdokovových mlecích tělísek, zahřívání a sušení směsi, oddělení mlecích tělísek, granulace a testování směsi. 2. Výrobu jádra přímým lisováním směsi ve formě pod tlakem 80 až 200 MPa. Tlak se mění v závislosti na objemu a hustotě prášku. Pro stanovení přídavku na smrštění směsi při spékání se provádí laboratorní testy, (smrštění asi 16 až 20 %). 3. Slinování, které probíhá ve vakuové peci řízené elektricky podle předem zadaného programu. Materiál se umísťuje na grafitové kotouče. Úplný cyklus trvá 8 až 12 hodin, přičemž se teplota mění od 20 C do teploty slinutí až C. Nejmodernější slinovací zařízení provádí v jednom cyklu odplastifinování, předsliňování a sliňování; vše je řízeno mikroprocesorem s uplatněním naprogramovaných technologických postupů včetně možnosti uplatnění isostatického dohutňování, které odstraňuje poréznost slinutých karbidů při aplikaci velice jemnozrnných slinutých karbidů. 4. Testování jakosti povrchu, pórovitosti, mikrostruktury pod mikroskopem při zvětšení krát, popř. metalograficky. Naměřené hodnoty musí odpovídat příslušným předpisům. Obr Výrobní cyklus spékacího procesu tvrdokovových jader průvlaků

105 Vkládání jádra do objímky Jádro se vkládá do objímky a zajišťuje mechanickým spojením. Objímka zachycuje radiální síly vznikající při průchodu drátu průvlakem. Materiál má mít předepsanou pevnost a dobrou tepelnou vodivost. Základní podmínkou je zajištění adheze mezi povrchem jádra a vnitřku objímky. Používají se následující postupy: zapouzdření za tepla, zapouzdření za studena lisováním Zhotovení a opracování otvoru průvlaku Zhotovení a opracování otvoru průvlaku je prováděno v závislosti na provedení surového jádra. V zásadě je v současnosti surové jádro vyráběno s předběžně zhotoveným otvorem, který zkracuje dobu potřebnou pro opracování tvrdokovového průvlaku. Pracovní postup probíhá ve dvou fázích: broušení jednotlivých částí pracovního otvoru průvlaku (tažný kužel, kalibrační válec), leštění jednotlivých částí otvoru průvlaku. Pro hrubé zhotovení pracovní části průvlaku jsou aplikovány tyto postupy: vysoce rychlé a produktivní vrtání otvoru laserem s horší jakostí povrchu, pomalejší a méně produktivní elektrojiskrové vrtání, které ale zabezpečuje velice jemný povrch otvoru průvlaku po opracování a může být aplikováno jako následná operace po vyvrtání otvoru průvlaku laserem. Nejrozšířenější metodou opracování tvrdokovových průvlaků je mechanické broušení (obr. 120.) pomocí brusné jehly (obr. 121.), brusného prášku a brusné pasty. K broušení jsou obvykle používány brusná dia vřetena válcového nebo kuželového tvaru s diamantovým práškem na povrchu anebo prášky z karbidu boru a křemíku. Obr Schéma zhotovení otvoru průvlaku Obr Brusné jehly

106 Povlakované průvlaky ze slinutých karbidů Za účelem zlepšení životnosti tvrdokovovývh průvlaků je pozornost výrobců orientována: na zlepšení jakosti WC legujícími přísadami (Ta, Ti, Ni, Mo), na dodatečné povrchové úpravy difuzními pochody (boridování, nitridování). Nejlepších výsledků bylo prozatím dosaženo v ČR boridováním a nanášením nitridu titanu. Boridování je difúzní pochod, kterým se kovové i nekovové povrchy nasycují borem. Boridování je adekvátní známým postupům jako je např. nitridování, cementování aj. Všechny tyto postupy jsou aplikovány za účelem zlepšit vlastnosti povrchu materiálu zvýšením jejich odolnosti proti opotřebování, u průvlaku také ke snížení koeficientu tření. Průměrná životnost boridovaných TKP při tažení drátu průměru 0,22 až 0,28 mm pro pomosazené ocelové kordy byla v porovnání s TKP průvlaky 7,4 krát větší. K povlakování TKP nitridem titanu byla výzkumně aplikována technologie plazmatické přípravy tenkých vrstev. Této metody bylo použito při deponování vrstvy titannitridu na průvlaky vyrobené z běžného materiálu Gl (94 % WC a 6 % Co) v laboratořích Ústavu fyziky plasmatu ČSAV - Praha. Experimentální průvlaky povlékané nitridem titanu byly ověřeny při tažení drátu jakosti C 74 na 6-ti tahovém drátotahu HERBORN. Životnost těchto průvlaku na posledním tahu byla v porovnání s TKP průvlaky při tažení drátu 4 až 5 mm dvojnásobná Průvlaky MCD Diamant se v přírodě vyskytuje ve třech formách nazývaných Bort, Ballas a Carbon. K výrobě průvlaku jsou zpravidla používány diamanty Bort, které jsou charakterizovány vysokou jakostí a kruhovým tvarem. Velikost krystalu je závislá na průměru taženého drátu a zpracovávaném materiálu. Z hlediska hospodárnosti je doporučováno používat krystaly, jejichž velikost je jen o něco málo větší než zpracovávaný průměr drátu tak, aby šlo průvlak přeleštit. K výrobě průvlaku jsou aplikovány diamanty o hmotnosti 0,1 až 3,5 karátů. Krystaly jsou charakterizovány anizotropií, která hraje roli při výběru průvlaku. Směr otvoru průvlaku musí být v jistém vztahu k orientaci krystalové mřížky (odolnost proti opotřebení je v různých směrech různá). Postup výroby průvlaků z přírodních diamantů je následující (obr.122.): a) určení osy průvlaků, b) broušení dvou rovnoběžných ploch, c) broušení třetí plochy kolmé na rovnoběžné plochy, d) zhotovení vstupní zóny, e) zhotovení pracovního otvoru, f) zhotovení výstupní zóny, g) provrtání průvlaků, h) broušení pracovních ploch průvlaků, i) zalisování jádra do objímky. S ohledem na vysokou tvrdost a odolnost proti opotřebení, ale také na vysokou cenu se MCD průvlaky používají v těchto případech: k tažení tenkých drátků s vysokou rozměrovou přesností, při vysokých nárocích na povrchovou kvalitu drátu, Obr Způsob výroby MKD při tažení drátu 0,18 0,75 mm vysokými rychlostmi, v případech kdy hrozí navařovaní drátu v průvlaku

107 Průvlaky PCD Jedná se o výrobek připravený slinutím diamantových prášků s přídavky na bázi katalyzátorových kovů při teplotách nad C a tlacích okolo MPa. Extrémně vysoké tlaky vyžadující zvládnutí specifické technologické oblasti (vysokotlaké nástroje, měřící a regulační technika, způsob ohřevu apod.) zajišťující, že vlastní pochod slinování diamantů probíhá v podmínkách termodynamické stability a nedojde ke zpětné přeměně diamantu na grafit. Výsledkem slinování je výrobek s náhodně orientovanými zrny pevně vzájemně svázanými mezi sebou pojící fází. Následkem nepravidelné orientace krystalů má diamantové jádro stejnoměrně vysokou tvrdost a odolnost proti opotřebení. Oproti monokrystalickému diamantu nevykazuje vhodné či nevhodné směry nebo roviny štěpení a tak směr tažného otvoru nemusí být souosý s krystalickou strukturou. Proto se syntetický diamant opotřebuje stejnoměrněji a pomaleji než přírodní diamant. Tabulka 19 Životnost PCD průvlaků ve vztahu k průvlakům TKP a MCD Opotřebení průvlaků Při tažení ocelového drátu dochází k opotřebení průvlaků. Velikost opotřebení průvlaků je teoreticky definována přírůstkem průměru taženého drátu, ke kterému dojde při tažení předem stanovené délky drátu a je vyjádřena poměrem µm.km -1. Z toho plyne, že životnost průvlaků je vyjádřena v km.µm -1. V praxi se za opotřebený považuje průvlak tehdy, kdy průměr otvoru průvlaků je již tak veliký, že je mimo používané standardní tolerance a průvlak je nutno opravit. V závislosti na stupni a druzích opotřebení průvlaků nutno zvolit vhodnou metodu opravy. Postup opravy ovlivňuje: vznik tzv. kroužku v místě vstupu drátu do průvlaků (obr a 124.), zvětšení kalibrační části průvlaků mimo přípustné tolerance, vznik trhlin v důsledku eroze a vytrhávání zrn jádra(obr. 125.), změny tažného úhlu průvlaku,

108 navaření materiálu drátu na povrch pracovní části průvlaků, jiné vady. Vyjmenované vady průvlaků s výjimkou prasklého jádra lze vhodným pracovním postupem odstranit. Výběr optimálního postupu opravy je závislý na druhu a stupni opotřebení průvlaků a na zabezpečení požadované pracovní části průvlaků. Postup reparace průvlaku je také ovlivněn technologickým zařízením, které je pro opravu v tažírně k dispozici. Obr Schéma vzniku kroužku Obr Opotřebení průvlaku v místě prvního kontaktu drátu; zvětšení a) 100 x, b) x Obr Vytrhávání zrn WC, nahoře: princip: 1) adhezivní přilnutí železa na povrch průvlaku, 2) modifikace chemického složení pojiva, oslabení jeho struktury, 3) vytržení zrn; dole fotografie kontaktní zóny průvlaku