PROBLEMATIKA TVAŘITELNOSTI MIKROLEGOVANÉ ŠROUBOVÉ OCELI FORMABILITY OF MICROALLOYED SCREW STEEL Doc. Ing. Stanislav Rusz, CSc.*, Doc. Ing. Tibor Donič, CSc. *VŠB Technická univerzita Ostrava, Česká republika ** Žilinská univerzita v Žilině, Slovenská republika Abstract Formability of microalloyed screw steel is very importent for achievement the optimal deformational strength at the bulk forming of final product and influence on tool life. The manuscript occupy oneself with dynamic formability tests at high strain rate.in this work is provided analysis the influence of strain rate on the final mechanical properties and plastic characteristics of rod rolling and wire drawing. The rod roling was produced of microalloyed steel type 23MnB4. By dynamic tensile and upsetting test were determined mechanical properties and formability of these steel. The achieved results will be utilized in the following bulk cold forming operations. V článku je analyzována mikrolegovaná ocel na bázi Ti, V, B, Al, Cu, Ni, Mo, která je určena k výrobě spojovacích součástí v automobilovém průmyslu. Základním cílem prováděných prací bylo ověření vlivu těchto přísad na mechanické vlastnosti a plasticitu dané oceli. Zkoušeným materiálem byl tažený drát průměru φι11 mm, který je polotovarem pro výrobu spojovacích součástí. Drát byl tažen z výchozího průměru φ12,5 mm na tažné stolici typu DH1. Z tohoto průměru jsou následně vyráběny spojovací součástí objemovým tvářením za studena. Optimálním úběrem na tažné stolici, povrchovou úpravou a mazáním je docíleno odpovídajících mechanických a plastických vlastností, potřebných pro tohoto typu součásti. Mechanické i plastické vlastnosti oceli byly ověřovány na vačkovém plastometru a trhacím stroji pomocí statických a dynamických tahových a pěchovacích zkoušek. Jednoznačně příznivě se projevila přísada mikrolegur zvláště pak B, Ti, V, a Ni na výsledné vlastnosti ocelí. Úvod Výrobky z taženého ocelového drátu jsou na světovém trhu velmi žádány a jsou nedílnou součástí předních odvětví průmyslu. Tažený ocelový drát se uplatňuje ve všech oblastech lidské činnosti. Mezi největší odběratele drátů patří tyto odvětví průmyslu /1/: a) automobilový průmysl využívá dráty k výrobě ocelových kordů do pneumatik, pružin, táhel, linek, hadicových drátů a jiných výrobků, b) stavebnictví používá výrobků z drátů hlavně jako nezbytnou součást v předepjatém betonu, s povrchem, buď ve stavu po tažení, nebo dodatečně vybaveným vroubky pro zlepšení přilnavosti tzv. žebírková ocel, c) strojírenství největším odběratelem drátů jsou šroubárny, kde se z taženého drátu vyrábějí nejrůznější druhy spojovacího materiálu jako jsou, šrouby, matice, nýty a podobně, d) zemědělství je jedním z největších spotřebitelů drátů. Pletivo na drátěné ploty, tkaniny a síta a značné množství chmelnicového vázacího drátu, 1
e) sdělovací technika používá pozinkovaných drátů pro železniční zabezpečovací zařízení a pozinkovaného ocelového drátu, jako drátu telefonního náhradou za měděný. Další uplatnění výrobků z drátu nacházíme v energetice a zbrojním průmyslu. Tímto je charakterizována mnohotvárnost použití drátu a široká modifikace jeho vlastností, což umožňuje zabezpečit pro konkrétní požadavky odběratele potřebné parametry. Z hlediska širokého použití ocelového drátu je v současné době věnována velká pozornost procesu tažení a tažírenským technologiím. 1. Sortiment a charakteristika výroby tažených ocelových drátů Na jakost a sortiment taženého ocelového drátu jsou kladeny neustále vyšší požadavky. Jakost taženého ocelového drátu je závislá, jak na vlastnostech válcovaného drátu, tak i na všech fázích výrobního procesu. Tažené ocelové dráty jsou vyráběny tvářením válcovaného drátu různých jakostí za studena. Válcovaný drát lze definovat jako hutní výrobek vývalek o průměrech 5 až 30 mm svinutý do svitku o velké hmotnosti cca 3000 kg /1/. Jakost ocelového válcovaného drátu významně ovlivňuje užitné vlastnosti taženého drátu a hospodárnost výroby. Největším výrobcem a zároveň dodavatelem válcovaného drátu jsou v našem regionu Třinecké Železárny as. Dodávají neušlechtilé, ušlechtilé, legované a nerezavějící austenitické oceli. Největším výrobcem rozsáhlého sortimentu taženého ocelového drátu a výrobků z drátu v ČR je závod drátovny akciové společnosti ŽDB Bohumín. Ty nacházejí uplatnění v celé řadě průmyslových oborů. Základní přehled výroby tažených drátů v ŽDB Bohumín /1/ a) z nízkouhlíkové oceli s obsahem uhlíku do 0,25 %, b) středně a vysokouhlíkové oceli s obsahem uhlíku od 0,25-1%, c) pramence do předepjatého betonu, ocelová lana, ohebné pružiny, kordy do pneumatik a další výrobky včetně tvrdokovových průvlaků ze slinutých karbidů pro tažení za mokra a za sucha. Výroba taženého ocelového drátu je pro velký počet technologických operací náročná a složitá. K nejdůležitějším výrobním operacím počítáme: - odkujňování s povrchovou úpravou drátu, - tažení, - tepelné zpracování žíhání, patentování, kalení, - pokovování drátu zinkování, cínování, mosazení, bronzování aj. Vhodnou kombinací tažení za studena a tepelného zpracování ocelového válcovaného drátu příslušné jakosti se dosáhne potřebných rozměrů a požadovaného materiálového zpevnění. 2. Analýza současné technologie tažení drátu Tváření ocelového drátu za studena tažením je charakterizováno plastickou deformací, probíhající při protahování polotovaru kuželovým otvorem, průvlakem, při němž se zmenšuje příčný průřez tvářeného drátu a zvětšuje délka ve směru hlavního působícího napětí. Tažením se dosáhne přesných rozměrů a tvarů drátu za současného zlepšení jeho jakosti povrchu a mechanických vlastností. V průběhu procesu tažení dochází k jeho zpevnění, což bylo experimentálně prokázáno srovnáním mechanických vlastností zkoumaného drátu před a po tažení. 2
Způsoby tažení drátu a) jednoduché tažení - používá se u jedno a víceprůvlakových stolic pro tažení uhlíkových a legovaných ocelí, b) tažení s protitahem - používá se při tažení velkými rychlostmi a při tažení malých průměrů drátů, c) stupňovité tažení - je vhodné pro tažení drátu z rychlořezných a obtížnětvařitelných ocelí. Nejčastěji používané technologie pro tažení drátu kruhového průřezu jsou: tažení přes monolitní a válečkové průvlaky. 2.1 Tažení drátu na klasickém průvlaku Patří mezi snad nejstarší a nejpoužívanější metody tažení drátu za studena. Na konstrukci průvlaku jsou kladeny vysoké nároky, zejména na jejich životnost a jakost povrchu, která má vliv na požadovanou přesnost, hladký povrch a mechanické vlastnosti tažených drátů. Průvlak se většinou skládá ze vstupního kužele, tažného kužele, kalibračního válce a výstupního kužele. Tvar otvoru průvlaku plní tyto funkce: vstupní kužel přivádí mazivo do pracovní části průvlaku a současně tvoří plynulý přechod do pracovní části. Vstupní mazací kužel má otevření 45 až 60. Tažný kužel deformuje polotovar na žádaný rozměr. /1/ Úhel vrcholu tažného kužele α je 10 až 12. Kalibrační válcová část zajišťuje taženému drátu přesný rozměr a hladký povrch. Výstupní kužel brání poškození průvlaku při přetržení drátu nebo porušení okrajů kalibračního válce. Na obrázku 1 je zobrazen řez klasickým průvlakem. Obr.1. Řez klasickým průvlakem 2.2 Analýza procesu tažení na klasickém průvlaku Znalost stavu napjatosti v pásmu deformace při tažení v kuželovitém průvlaku a jeho matematická analýza má význam nejen pro správný výpočet tažných sil a tím i pro dimenzování tažných stolic, ale zároveň umožňuje optimalizovat technologický postup tak, aby nedocházelo ke vzniku vad v průběhu tažení (trhliny, rýhy). Vycházíme ze zákona stálosti objemu drátu procházejícího průvlaky za jednotku času: S 0. l 0 = S 1. l 1 = S 2. l 2 =. S n. l n (1) a také S 0. v 0 = S 1. v 1 = S 2. v 2 =. S n. v n (2) 3
S 0, S 1, S 2..až S n jsou průřezy drátu v 0, v 1, v 2..až v n jsou rychlosti tažení drátu Při tažení deformace probíhá v kuželové části průvlaku s vrcholovým úhlem 2α. V kuželové části průvlaku po délce l působí na povrch drátu (pásmo deformace) normálová síla Q. Síla Q je odvozená od osové tažné síly F. Normálová síla Q zohledňuje velikost tažného úhlu αχi velikost tření mezi povrchem drátu a kuželovou části průvlaku. Úhel sklonu síly Q k vertikální složce tažné síly N má hodnotu α+ρι/3/. Velikost tažné síly můžeme vyjádřit následujícími vztahy: F = Q. sin (α+ρ) (3) nebo F = N. tg (α+ρ) (4) Tažný úhel se nejčastěji pohybuje v rozsahu (10 20) a koeficient tření µ = tg ριdosahuje při dobrém mazání hodnot < 0,05 (ρ<3 ). Normální síla (radiální) dosahuje hodnot Q = (4-7) F (čtyř až sedmi násobku tažné síly). Schéma napěťového stavu je uvedeno na obr.2. 2.3 Rozbor napěťového stavu v průvlaku Matematická formulace tažného procesu je velmi obtížná. Vlivem geometrie průvlaku a působením tangenciálního napětí od vnějšího tření dochází k zásadnímu rozdílu při určování napěťového stavu, kdy směry hlavních napětí se neshodují se směry geometrických os pásma deformace. Potřebné velikosti deformace jsou vyvolány trojosým napěťovým stavem s tlakovým napětím v normálním směru. Vlivem tohoto radiálního tlaku dochází ke vzniku plastické deformace a tímto k redukci průřezu drátu. Při analýze napěťového stavu vlastního procesu tažení převažuje působení tahového napětí, což vede k omezení velikosti plastické deformace při průchodu jedním průvlakem /2/. Dále zde působí proces zpevnění, který rovněž snižuje velikost deformace. V libovolném bodě kuželové části průvlaku můžeme vyjádřit napěťový stav pomocí těchto hlavních napětí: - +ισ 1.tahové napětí (v podélné ose) - ισ 2..tlakové napětí (v radiálním směru) - ισ 3 tlakové napětí (po obvodu, tangenciální směr) Velikost osového a radiálního napětí se mění po délce i výšce pásma deformace. d 0, d 1 průměr drátu před a po tažení 2αι- redukční úhel tažnice ρι- třecí úhel τι- smykové napětí σι- střední tlakové napětí F tažná síla Q normální síla Obr. 2 Rovnováha sil v kuželovém průvlaku 4
Tlakové napětí σ 2 jsou největší v dotykové vrstvě taženého materiálu s průvlakem a zmenšují ve směru k ose drátu (viz obr. 3). Po délce drátu mají tato napětí největší hodnoty na počátku pásma deformace a postupně se zmenšují směrem k výstupu z průvlaku. σ r - radiální σ t - podélná (osová) napětí 1 napětí v osovém vlákně 2 napětí v mezilehlém vlákně 3 napětí v povrchovém vlákně Obr. 3 Průběh radiálních a osových napětí v pásmu deformace Velikosti podélných tahových napětí se zvětšují směrem k výstupní rovině. Vlivem brzdicího účinku vnějšího tření jsou povrchová vlákna na počátku pásma deformace namáhána tlakově, která postupně se mění na tahová napětí. Průběh podélných napětí s maximem v ose může vést k přednostnímu vzniku trhlin ve středových vláknech drátu. V procesu tažení se středová vlákna se prodlužují rychleji než vlákna povrchová. Optimalizaci velikosti úhlu průvlaku a použitím vhodného maziva je možno tento vliv podstatně omezit. 2.4 Plastická oblast Výchozí drát průměru d 0 je protahován průvlakem na konečný rozměr d 1 vlivem působení tažné síly F. Kuželová část průvlaku V této oblasti působí na elementární plošky síly dn (normální síla) a dt = µι. N (5) Tyto složky sil mají rozhodující vliv na celkový napěťový stav v pásmu plasticity. Velikost normálních a třecích sil ve válcové části průvlaku je podstatně menší a nemá podstatný vliv na průběh deformace. Na nekonečně malý element obvodu průvlaku působí napětí σ n a σ t. V příčných řezech působí tahové napětí σ 1 a σ 1 +dσ 1, které je nerovnoměrně rozděleno po průřezu /3/. Po obvodu působí ještě tangenciální napětí σ ν. 5
Obr. 4: Napěťový stav v plastické oblasti při tažení v klasickém průvlaku Z uvedené problematiky je zřejmé, že matematické modelování tažného procesu je velmi obtížné a je nutno především přesně určit všechny okrajové podmínky a veškeré další faktory ovlivňující proces tažení. 3. Tahové zkoušky dynamické Zkoušky byly provedeny na mikrolegované oceli ozn. 23MnB4, která se používá pro výrobu spojovacích součástí zejména v automobilovém průmyslu. Chemické složení dané oceli je uvedeno v následující tabulce Tab. 1: Chemické složení oceli 23MnB4 C (%) S (%) Mn (%) Si (%) P (%) Cu (%) Ni (%) Cr (%) 0.220 0.008 0.970 0.080 0.015 0.010 0.040 0.300 Ti (%) Al (%) V (%) Mo (%) B (%) N (%) 0.031 0.028 0.006 0.014 0.002 0.005 Tahové zkoušky byly prováděny na vačkovém plastometru s max. tlakovou silou 100kN v rozsahu deformačních rychlostí ε = (15 40) s -1. Výchozí rozměr zkušebního vzorku - φ4 x 65 mm (upravený vzorek pro dynamické zkoušky). U zkoušené mikrolegované oceli dochází ke značnému nárustu přetvárného odporu a s tímto i meze pevnosti (R m ) zejména při vyšších deformačních rychlostech (25 40) s -1. Dochází zároveň ke dvěma maximum velikosti tažné síly F. Může to být způsobeno procesem odpevnění. Daný jev bude nutno podrobněji analýzovat v dalších pracích. Průběhy velikosti přetvárných sil z důvodu vysokého nároku na objem paměti nejsou v práci uvedeny. Závislost dosažených velikostí meze pevnosti R m při různých deformačních rychlostech je uvedena v tab. č.2. Tabulka 2: Nárůst meze pevnosti při zvýšení deformační rychlosti u oceli 23MnB4 Mez pevnosti R m Deformační rychlost MPa 1/s 897,5723054 15,89 972,0511764 20,13 1038,227416 25,91 1168,048655 35,29 1316,413045 40,54 Vliv deformační rychlosti na velikost meze pevnosti je znázorněna v grafu č.1 6
Vliv deformační rychlosti na nárust meze pevnosti u oceli 23MnB4T Mez pevnosti Rm /MPa/ 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 10 15 20 25 30 35 40 45 deformační rychlost e'/s-1/ Graf 1: Velikost meze pevnosti v závislosti na rychlosti deformace Je prokázán jednoznačně pozitivní vliv mikrolegur zvláště pak V, Ti, Ni, B, Mo na dosažení vyšších hodnot mechanických vlastností než je tomu u oceli bez mikropřísad. Vyšší parametry mechanických i plastických vlastností dosažené u dané oceli jsou důležité z hlediska dalšího procesu objemového tváření za studena a výsledného tepelného zpracování drátu i finálního výrobku. 4. Pěchovací zkoušky Experimenty byly prováděny na na křivkovém plastometru. Konstantní velikost deformační rychlosti byla dosažena pomocí optimalizace geometrického tvaru vačky přepočtem obvodové rychlosti setrvačníku na posuv vačky. Pěchovaný vzorek má rozměry φι10 x 6 mm. Zkoušky nebyly mazány. Vliv deformační rychlosti na velikost přetvárného odporu oceli 23MnB4 1200 Přetvárný odpor σ /Mpa/ 1000 800 600 400 200 0 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 Deformace e /-/ deformační rychlost 15 s-1 deformační rychlost 20s-1 deformační rychlost 30 s-1 Graf 2: Průběh přetvárného odporu v závislosti na deformaci při 60% úběru u oceli 23MnB4 7
Z dosažených výsledků je zřejmé, že u vyšších deformačních rychlostí dochází ke zpevňování už při nižších velikostech úběrů (ε = 30 s -1 ) vzhledem k velikosti maxima přetvárného odporu u rychlostíε = 15 a 20 s -1. Maxima přetvárného odporu dosahují hodnot σι = 880 1030 MPa. Od velikosti logaritmické deformace ειι= cca 0.15 se materiál nezpevňuje. Daný jev se projevil u všech analyzovaných velikostí deformačních rychlostí. Ve srovnání s výsledky dosaženými pomocí klasických pěchovacích zkoušek došlo k nárustu maxima velikosti přetvárného odporu σιo 25 30 %. Prokazuje se jednoznačně vliv deformační rychlosti na průběh zkoušky. Při vyšších hodnotách úběru bylo dosaženo značně vyšších hodnot pěchovacích sil a tímto i zpevnění. Nedocházelo k porušení povrchu vzorku. Prokázala se možnost použití těchto vysokých deformačních rychlostí pro následné tvářecí operace při zhotovování finální součásti. Závěr Dle obdržených experimentálních výsledků z tahových a pěchovacích zkoušek tvařitelnosti mikrolegované oceli 23MnB4 je možno konstatovat velmi pozitivní vliv mikropřísad Cu, Mo, Ni, Al, Ti, V, B na dosažení vyšších hodnot mechanických vlastností jak rovněž i plasticity. Provedení zkoušek při různých deformačních rychlostech nám dovoluje predikovat chování drátu v následných operacích objemového tváření za studena, při finální výrobě spojovacích součástí pro automobilový průmysl. V dalších pracích budou podrobněji analyzovány vlivy deformační rychlosti na tvářecí proces, jak rovněž i chování případné povrchové vady v tomto procesu, zejména z hlediska matematického modelování tvářecích operací při výrobě finální součásti. Bude rovněž zkoumán vliv povrchových vad na výslednou jakost výrobku. Literatura [1] MARCOL, J.: Tažený ocelový drát, firemní literatura, ŽDB Bohumín, 1998 [2] BLAŠČÍK, F., POLÁK, K., WESSELY, E.: Teorie tváření, skripta VŠT Košice, 1994 of [3] GUTHRIE,R., M.: The effect of annealed vs. non annealed boron treated steel on cold headers, Wire Journal 1982-04, Vol. 15, Nb. 4, p.70-80 Úkol byl řešen v rámci projektu Výzkum, vývoj a inovace technologií GAČR 106/02/0412 8