Vliv způsobu dělení materiálu na jeho následné plastické vlastnosti

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI

Fakulta strojní

Studijní program M2301 - Strojní inženýrství

Strojírenská technologie zaměření tváření kovů a plastů

Katedra strojírenské technologie Oddělení tváření kovů a plastů

Vliv způsobu dělení materiálu na jeho následné plastické vlastnosti

The Influence of Different Types of Material Cutting on Its Successive Plastic Properties

Petr Jelínek

KSP – TP (ev. SM) – 766

Vedoucí diplomové práce: doc. Ing. Mirko Král, CSc.

Konzultant diplomové práce: Ing. Pavel Solfronk, Ph.D., Ing. Pavel Doubek

Rozsah práce a příloh:

Počet stran: 83 Počet obrázků: 73 Počet tabulek: 20

Počet příloh: 10 Datum: 26. 5. 2006

ANOTACE

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI Fakulta strojní

Katedra strojírenské technologie Oddělení tváření kovů a plastů

Studijní program: M2301 – Strojní inženýrství Diplomant: Petr Jelínek

Téma práce: Vliv způsobu dělení materiálu na jeho následné plastické vlastnosti.

The Influence of Different Types of Material Cutting on Its Successive Plastic Properties.

Číslo DP: KSP – TP (ev. SM) – 766 Vedoucí DP: doc. Ing. Mirko Král, CSc.

Konzultant: Ing. Pavel Solfronk, Ph.D., Ing. Pavel Doubek

Abstrakt:

Diplomová práce se zabývá problematikou vlivu způsobu dělení materiálu na jeho následné plastické vlastnosti při operacích tváření. Pro zjištění tohoto vlivu bylo využito statické zkoušky tahem a zkoušky rozšiřováním otvoru.

Výsledkem experimentálního měření je porovnání plastických vlastností u vybraných hlubokotažných a vysokopevnostních ocelových plechů dělených pomocí plasmy, laseru, vodního paprsku a třískového obrábění.

Abstract:

The thesis deals with the influence of different types of material cutting on its successive plastic properties in the forming processes. The static tensile test and hole expansion test were used for findings of this influence.

The result of experimental measuring is the comparison of plastic properties of chosen deep-drawing and high strength steel sheets beeing cut by plasma, laser, water jet and cutting operation.

Místopřísežné prohlášení

Místopřísežně prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval samostatně s použitím uvedené literatury.

V Liberci, 26. května 2006

.……….

Petr Jelínek U Zahrádek 11 466 04 Jablonec nad Nisou

Poděkování

Na začátku této práce bych rád poděkoval Ing. Pavlu Doubkovi, Ing. Pavlu Solfronkovi, Ph.D., doc. Ing. Mirku Královi, CSc. a ostatním členům katedry strojírenské technologie za odborné rady a pomoc při vypracování diplomové práce.

OBSAH

1. ÚVOD ...9

2. TVÁŘITELNOST KOVŮ...10

3. MATERIÁLY POUŽÍVANÉ V AUTOMOBILOVÉM PRŮMYSLU...11

3.1. Nízkouhlíkové hlubokotažné oceli - LSS (Low - strength steels)...12

3.1.1. IF oceli – oceli bez interstice (Interstitial free)...14

3.2. Vysokopevnostní oceli - HSS (high - strength steels)...15

3.2.1. Izotropní oceli (IS - Isotropic steels)...15

3.2.2. Vysokopevnostní IF oceli (IF - HS High strength interstitial free steels)....16

3.2.3. IF oceli s BH efektem (BH steels)...16

3.2.4. Uhlík - manganové oceli (C - Mn steels)...17

3.2.5. Vysokopevnostní mikrolegované oceli (HSLA)...17

3.3. Ultra vysokopevnostní oceli - UHSS (Ultra high - strength steels)...17

3.3.2. TRIP oceli (Transformation - Induced Plasticity)...19

3.3.3. TWIP oceli (Twinning - Induced Plasticity)...19

3.3.4. CP oceli – komplexní fáze (Complex Phase)...20

3.3.5. Martenzitické oceli...20

3.3.6. Mangan - bórové oceli...21

3.4. Mechanismy zpevnění ocelí ...22

3.4.1. Deformační zpevnění ...22

3.4.2. Zpevnění tuhého roztoku...22

3.4.3. Zpevnění zjemněním zrna...22

3.4.4. Zpevnění precipitací...23

3.4.5. Zpevnění BH efektem ...24

3.4.6. TRIP efekt ...24

3.4.7. TWIP efekt ...25

3.4.8. Zpevnění dvou a více fázových ocelí...25

4. METODY VÝROBY POLOTOVARU PRO TVÁŘENÍ ...26

4.1. Řezání laserem ...26

4.2. Řezání plasmou ...28

4.3. Řezání vodním paprskem ...29

4.4. Stříhání ...30

4.4.1. Fáze stříhání...30

4.5. Třískové obrábění...32

5. ZKOUŠKY...32

5.1. Tahová zkouška...32

5.2. Zkouška rozšiřováním otvoru ...35

6. EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST ...37

6.1. Cíl experimentální části ...37

6.2. Použité materiály pro experimentální měření ...37

6.3. Prováděné experimenty ...39

6.3.1. Statická zkouška tahem ...39

6.3.1.1. Příprava zkušebních vzorků pro statickou zkoušku tahem...40

6.3.2. Zkouška rozšiřováním otvoru ...41

6.3.2.1. Příprava zkušebních vzorků pro zkoušku rozšiřováním otvoru ...42

6.3.4. Metalografické výbrusy...43

6.3.4.1. Příprava metalografických výbrusů...43

6.4. Naměřené výsledky a jejich vyhodnocení...44

6.4.1. Materiál H220PD ...45

6.4.1.1. Vyhodnocení vlivu řezné technologie na materiál H220PD...50

6.4.2. Materiál RA-K 40/70 ...52

6.4.2.1. Vyhodnocení vlivu řezné technologie na materiál RAK 40/70...57

6.4.3. Materiál CP-W 800 ...59

6.4.3.1. Vyhodnocení vlivu řezné technologie na materiál CP-W 800...64

6.4.4. Materiál MS-W 1200 ...66

6.4.4.1. Vyhodnocení vlivu řezné technologie na materiál MS-W 1200 ...71

6.4.5. Kvalita řezné hrany a metalografické výbrusy ...73

6.4.5.1. Vyhodnocení metalografických výbrusů a kvality řezné hrany ....74

7. ZÁVĚR ...77

POUŽITÁ LITERATURA...79

SEZNAM PŘÍLOH...82

SEZNAM POUŽITÝCH ZKRATEK A SYMBOLŮ

A [%] Tažnost

d´ [mm] Poměrné rozšíření otvoru

d0 [mm] Počáteční průměr rozšiřovaného otvoru d1 [mm] Konečný průměr rozšiřovaného otvoru dmax [mm] Maximální průměr rozšířeného otvoru dmin [mm] Minimální průměr rozšířeného otvoru F [ N ] Deformační síla

Fm [ N ] Maximální deformační síla KUT [ - ] Komplexní ukazatel tvářitelnosti

l [mm] Délka deformovaného vzorku

l 0 [mm] Původní délka vzorku l₁ [mm] Délka vzorku po přetržení Mf [°C] Teplota martenzit finish

n [ - ] Koeficient deformačního zpevnění

NbCN Karbonitrid niobu

q [ - ] Ukazatel tvářitelnosti r [ - ] Normálová anizotropie R [MPa] Smluvní napětí

Rm [MPa] Smluvní mez pevnosti Rp0,2 [MPa] Smluvní mez kluzu

s Směrodatná odchylka

S0 [mm²] Počáteční plocha příčného průřezu vzorku

t [s] Čas

T [°C] Teplota

TiCN Karbonitrid titanu Ttav [°C] Teplota tavení

x Aritmetická střední hodnota z [mm] Hloubka tahu

Z [%] Kontrakce

∆R [ - ] Plošná anizotropie ε [ - ] Poměrné prodloužení ϕ [ - ] Skutečná deformace

ϕtl _{[ - ]} Lomová tangenciální deformace σ [MPa] Skutečné napětí

1. ÚVOD

Oblast tváření je jednou z velmi významných technologií, která je díky svému širokému uplatnění nepostradatelnou součástí strojírenské výroby.

Tvářením dochází ke změně tvaru a vlastností výchozího materiálu působením vnějších sil, které způsobují plastické přetvoření a trvalou deformaci materiálu.

Díky novým možnostem využití moderních materiálů je tváření obor s velmi dynamickým vývojem. V dnešní době se s uplatněním především plošného tváření lze setkat ve velkém rozsahu, zejména však ve stále se rozvíjejícím automobilovém a leteckém průmyslu. Výrobní závody světových automobilek opouští denně tisíce automobilů, a proto je nutné se zabývat přípravou polotovaru ocelových plechů a stanovit optimální volbu řezné technologie pro jednotlivé typy materiálů.

Nejrozšířenější technologií, která se používá při přípravě polotovarů z hlubokotažných plechů je stříhání. Při stavbě karoserie však stále roste podíl vysokopevnostních plechů, které se běžnými technologiemi nedají dělit

z důvodu jejich vysoké pevnosti. Proto se dnes k přípravě polotovaru z vysokopevnostních plechů začínají využívat moderní technologie, jako je

řezání laserem, plasmou či vodním paprskem.

Vzhledem k tomu, že po výrobě polotovaru určeného pro tváření se

plocha řezu již dále neupravuje, má způsob dělení polotovaru vliv na plastické vlastnosti materiálu při následných operacích tváření.

Tváření má značný technický potenciál, a proto jakékoliv zlepšení kvality přípravy polotovaru vede k zefektivnění a zkvalitnění výrobního procesu.

Z tohoto důvodu se diplomová práce zabývá problematikou zjištění vlivu vybraných způsobů dělení materiálů na jejich následné plastické vlastnosti.

2. TVÁŘITELNOST KOVŮ

Měřítkem tvářitelnosti kovů je velikost plastické deformace, kterou kov snese, aniž dojde k porušení jeho soudržnosti. Tvářitelnost daného materiálu závisí především na teplotě tvářeného materiálu a stavu napjatosti [1]. Nejlepších hodnot tvářitelnosti u běžných ocelí lze dosáhnout při vyšších teplotách (T>0,7.Ttav).

Kovové materiály mají tzv. deformační schopnost, která charakterizuje způsobilost materiálu měnit svůj tvar a rozměry za působení vnějších sil, při kterých dochází k pružné či plastické deformaci.

Při pružné deformaci dochází pod vlivem působení vnějších sil ke změně tvaru a rozměru, ovšem po ukončení účinku působící síly dochází

k navrácení do původního stavu. Proto má tato deformace velký význam především pro pevnostní výpočty.

Rozhodující pro tváření je však plastická deformace. Obecně pro pevná tělesa platí, že jejich meziatomární síly jsou v rovnováze se silami gravitačními, a těleso si tak bez působení vnějších sil zachovává svůj tvar a rozměry. K docílení plastické deformace je nutné využít účinku vnějších sil, které způsobí konkrétní změnu tvaru a rozměru, která je trvalá. Tato schopnost materiálu probíhající bez porušení sil soudržnosti se nazývá plastičnost. Trvalé rozměrové a tvarové změny jsou doprovázeny změnami ve struktuře polykrystalických materiálů a pružnými deformacemi.

Opakem plastičnosti je křehkost, při které vlivem působení vnějších sil dochází k porušení soudržnosti materiálu bez předchozího plastického přetvoření [1].

S přihlédnutím k praktickým potřebám je vhodné plastičnost posuzovat vzhledem k podmínkám technologie, která je použita při výrobě. Pak lze hovořit o tzv. technologické tvářitelnosti, kterou je možné chápat jako způsobilost k velkým plastickým deformacím bez porušení soudržnosti za daných technologických podmínek tvářecího procesu [1,2].

3. MATERIÁLY POUŽÍVANÉ V AUTOMOBILOVÉM PRŮMYSLU Oceli určené pro výrobu karoserií musí dnes splňovat vysoké požadavky dané výrobcem automobilů. Materiály musí mít co nejlepší tvářitelnost při zachování vysoké meze kluzu a meze pevnosti. Pro potřeby automobilového průmyslu se v dnešní době vyrábějí výhradně oceli uklidněné, které zaručují stálé mechanické vlastnosti po dobu garantovanou výrobcem. Trend vývoje automobilů směřuje především k zajištění bezpečnosti pasažérů, ale na druhé straně je stavba karoserie ovlivněna ekonomickými a ekologickými aspekty. Jak je vidět na obr. 3.1., skladba materiálu používaného při konstrukci Škody Octavia první generace a Škody Octavia druhé generace se liší. Podíl vysokopevnostních plechů na celkové konstrukci výrazně vzrostl (příloha č. 10).

Obr. 3.1. Skladba materiálu modelu Škoda Octavia a Škoda Octavia II [3]

Vysoké nároky na bezpečnost pasažérů, vzhled pohledových dílů, nízká cena atd. vedly výrobce ocelových plechů pro automobilový průmysl k vývoji nových materiálů, které svými vlastnostmi nejvíce vyhovují požadavkům výrobců automobilů. Jak je znázorněno na obr. 3.2., ocelové plechy se dělí dle [4] na:

ƒ Nízkouhlíkové hlubokotažné plechy – LSS (low - strength steels)

ƒ Vysokopevnostní plechy – HSS (high - strength steels)

ƒ Ultra vysokopevnostní plechy – UHSS (ultra high - strength steels)

Obr. 3.2. Mechanické vlastnosti ocelových plechů [4]

3.1. Nízkouhlíkové hlubokotažné oceli - LSS (Low - strength steels)

Nízkouhlíkové hlubokotažné ocelové plechy se vyrábějí válcováním za studena nebo za tepla a nabízejí vysokou míru tvářitelnosti. Oceli válcované za tepla se používají pro nosné a podvozkové části karoserie, zatímco oceli válcované za studena mají vynikající povrchové struktury a hodí se pro vnitřní a vnější pohledové panelové části, na které jsou kladeny vysoké nároky na čistotu a mikrogeometrii povrchu.

Standardně se nízkouhlíkové hlubokotažné plechy rozdělují do těchto skupin [5,6]:

ƒ CS (Commercial Steel) – běžné ocelové plechy

ƒ DS (Drawing Steel) – tažné ocelové plechy

ƒ DDS (Deep Drawing Steel) – hlubokotažné ocelové plechy

ƒ EDDS (Extra Deep Drawing Steel) – extra hlubokotažné plechy

ƒ EDDS Plus (Extra Deep Drawing Steel Plus) – super hlubokotažné plechy

Porovnání mechanických vlastností u výše zmíněných materiálů je zobrazeno na obr. 3.1.1.

Obr. 3.1.1. Závislost smluvního napětí R na poměrném prodloužení ε [6]

Již z názvu je patrné, že nízkouhlíkové hlubokotažné oceli mají nízkou hodnotu obsahu uhlíku. Např. extra hlubokotažné oceli (EDDS) mají jeho obsah menší než 0,02%, a díky tomu mají nižší mez kluzu a vyšší koeficient deformačního zpevnění (viz. tab. 3.1.1.). Naproti tomu běžné nízkouhlíkové oceli (CS steel) mají vyšší hodnotu meze kluzu a nižší koeficient deformačního zpevnění, což je ovlivněno vyšším obsahem uhlíku, který se pohybuje pod hranicí 0,13 %. [7]

Pro názornost jsou v tab. 3.1.1. uvedeny komplexní vlastnosti

nízkouhlíkových hlubokotažných ocelí fa. Mittal z hlediska vhodnosti k tváření.

Tab. 3.1.1. Komplexní vlastnosti hlubokotažných plechů [6]

druh oceli Rp0,2 [MPa] Rm [MPa] A [%] r [ - ] n [ - ]

CS 186-285 317-360 36-44 0,9-1,2 0,19-0,20 DS 172-220 310-335 41-46 1,29-1,74 0,20-0,21 DDS 168-186 310-318 45-48 1,7-2,1 0,22 EDDS 136-160 304-310 48 1,8-2 0,21-0,24 EDDS Plus 152 300 49 1,8 0,22

Plechy z nízkouhlíkových hlubokotažných ocelí jsou dostupné jako čisté či pozinkované a mají čistě feritickou strukturu, jak je vidět na následujících metalografických výbrusech (Obr. 3.1.1., Obr. 3.1.2.).

Obr. 3.1.1. Struktura tažné oceli (DS) [8] Obr. 3.1.2. Struktura extra hlubokotažné oceli (EDDS) [9]

3.1.1. IF oceli – oceli bez interstice (Interstitial free)

IF oceli (EDDS, EDDS Plus) mají velmi nízký obsah intersticiálně rozpuštěného uhlíku a dusíku. Mez kluzu se pohybuje okolo 150 MPa a mez pevnosti okolo 300 MPa. Při legování titanem nebo niobem, či jejich

kombinací, dochází ke vzniku karbonitridů (TiCN, NbCN), které mají za následek zvýšení pevnosti při zachování dobré plastičnosti. Množství

niobu má vliv na velikost zrna, stárnutí ocelí a rekrystalizační teplotu, a proto je nutné přidávat ho pouze v potřebném množství. Na mechanické hodnoty má vliv: množství legujících prvků (např. mangan nebo fosfor) , množství a disperzita precipitátů, velikost feritického zrna a způsob válcování.

Po válcování za studena mají tyto oceli výborné mechanické vlastnosti, jako jsou tvářitelnost a koeficient deformačního zpevnění. Jsou také téměř odolné vůči deformačnímu stárnutí po kontinuálním žíhání či žárovém pozinkování [5].

Typické složení IF ocelí je uvedeno v tab. 3.1.1.1.

Tab. 3.1.1.1. Chemické složení IF ocelí [7]

C [%] Si [%] Mn [%] P [%] S [%] N [%] Al [%] Nb [%] Ti [%]

0,002 0,01 0,15 0,01 0,01 0,0025 0,04 0,016 0,025

3.2. Vysokopevnostní oceli - HSS (high - strength steels)

Do kategorie vysokopevnostních ocelí se řadí materiály, které mají mez kluzu mezi 210 – 550 MPa a mez pevnosti v rozmezí 270 – 700 MPa.

Vysokopevnostní oceli se rozdělují do těchto skupin: [4]

ƒ Izotropní oceli (IS)

ƒ Vysokopevnostní IF oceli (IF - HS)

ƒ Oceli s BH efektem (BH)

ƒ Uhlík-manganové oceli (C - Mn)

ƒ Vysokopevnostní mikrolegované oceli (HSLA)

3.2.1. Izotropní oceli (IS - Isotropic steels)

Izotropní oceli mají základní matrici feritickou. Oproti mikrolegovaným

ocelím mají vyšší hodnotu exponentu deformačního zpevnění n [4].

U izotropních materiálů je orientace mřížky v jednotlivých zrnech různá, tedy bez výrazné směrovosti, a proto jsou mechanické vlastnosti ve všech směrech stejné [1]. Tyto oceli mají dobrou odolnost proti vtlačení a dobrou tažnost. Hodí se převážně pro díly vyráběné vypínáním (vnější strana karoserie).

Na obr. 3.2.1.1. je vidět struktura izotropní nízkouhlíkové oceli ISODENT Y210, která je tvořena feritem a karbidy. Tato ocel je legována manganem a titanem a dosahuje pevnosti 345 MPa a tažnosti 41 % [10].

Obr. 3.2.1.1. ISODENT Y210 – struktura [10]

3.2.2. Vysokopevnostní IF oceli (IF - HS High strength interstitial free steels) Tyto oceli jsou založeny na konceptu IF ocelí a mají ultra nízkou hodnotu obsahu uhlíku (30 ppm)¹. Vysokopevnostní IF plechy mají oproti běžným IF ocelím jemnější zrno, které je stabilizováno pomocí rekrystalizačního žíhání,

což zvyšuje mechanické hodnoty, které dosahují 220 MPa meze kluzu a 390 MPa meze pevnosti v tahu. Dobré tvářitelnosti lze dosáhnout pouze

s plně rekrystalizovaným materiálem, přičemž kinetika tohoto procesu je závislá na zhrubnutí karbonitridů (TiCN, NbCN). Za účelem zvýšení pevnosti se využívá zpevnění tuhého roztoku. Legující prvky jsou mangan, niob, titan či fosfor (tab. 3.2.2.1.). Účinek fosforu je největší, protože při jeho obsahu 0,1% dojde ke zvýšení pevnosti v tahu až o 100MPa. Negativním účinkem fosforu je jeho rozptyl směrem k hranicím jednotlivých zrn, což způsobuje křehnutí oceli, a proto se přidávají prvky bór a niob, které tuto negativní vlastnost eliminují [11].

Tab. 3.2.2.1. Chemické složení vysokopevnostních IF oceli [11]

C [ppm] N [ppm] Mn [%] P [%] Al [%] Nb [%] Ti [%] B [ppm]

30 30 0.35 0.05 0.03 0.035 0.02 10

3.2.3. IF oceli s BH efektem (BH steels)

Běžné IF oceli mají nízkou a nevýraznou mez kluzu, která je sice výhodná z pohledu tvářitelnosti, ale nevýhodná z hlediska odolnosti proti vtlačení, a proto byly vyvinuty IF oceli, které vykazují BH efekt. [7]

BH efekt je, ve své podstatě, umělé stárnutí materiálu. Podmínkou pro použití tohoto principu je přítomnost uhlíku ve formě tuhého roztoku.

Stejného efektu lze docílit i u ocelí s přebytkem titanu a niobu, ale celý

proces je následně energeticky náročnější, protože uhlík potřebný pro vytvrzovací efekt se musí získat rozpuštěním karbonitridických precipitátů

při vysokoteplotním žíhání na kontinuální lince s následným rychlým

ochlazením. Pro vznik BH efektu je nutné dodávat teplo (T = 170°) po určitou dobu (t = 20 min), což má za následek zvýšení meze kluzu

1 ppm (parts per milion) = Jeden díl z milionu.

až o 40 - 70 MPa [5]. IF oceli s BH efektem se používají na výrobu vnějších dílů karoserie, jako je kapota apod.

3.2.4. Uhlík - manganové oceli (C - Mn steels)

Obsah manganu v uhlíkových ocelích (0,1 - 0,25 % C) se pohybuje v rozmezí od 1,2 % do 1,8 % a přidává se za účelem zvýšení prokalitelnosti, houževnatosti a pevnosti v tahu, která může dosahovat hodnot až 600 MPa.

Uhlík - manganové oceli jsou často nasazovány pro výrobu dílů, které jsou svařovány [12,13].

3.2.5. Vysokopevnostní mikrolegované oceli (HSLA)

Mechanické vlastnosti mikrolegovaných ocelí jsou závislé na mikrostruktuře, která je tvořena uhlíkem (0,05 - 0,5 %) a manganem

(až 2 %). Tvoření karbonitridových precipitátů je hlavním mechanismem zpevnění u mikrolegovaných ocelí. Niob, vanad a titan zvyšují pevnost, která může dosahovat až 700Mpa, a houževnatost ovlivněním austenitického zrna.

Další legující prvky jsou nikl, molybden, měď či zirkon. Celkové množství těchto prvků se pohybuje pouze kolem 0,01-0,1% [14]. Tyto oceli se používají pro speciální konstrukce a součástky, které musí odolávat nárazu.

3.3. Ultra vysokopevnostní oceli - UHSS (Ultra high - strength steels) Tato skupina ocelí nabízí vynikající mechanické vlastnosti. Patří sem oceli, které mají mez kluzu vyšší než 550 MPa a pevnost v tahu 700 MPa a více. Struktura je tvořena minimálně dvěma fázemi. Základní měkká fáze je

tvořena feritickou matricí a druhá martenzitem, bainitem a případně i perlitem. Ultra vysokopevnostní plechy se používají pro výrobu

bezpečnostních prvků (výztuhy apod.) a dělí se do těchto skupin [4]:

ƒ DP oceli

ƒ Trip oceli

ƒ Twip oceli

ƒ CP oceli

ƒ Martenzitické oceli

ƒ Mangan - borové oceli

3.3.1. DP oceli – dvojfázové oceli (Dual Phase)

Dvojfázové oceli se skládají z feritové matrice, ve které je obsažen martenzit ve formě ostrůvků (obr. 3.3.1.2.). Tato struktura zaručuje pevnost 500 - 1000 MPa a velmi dobrou tvářitelnost za studena. V některých případech může struktura obsahovat i bainit, který odolává vzniku trhlin na okrajích otvoru při rozšiřování. [4]

První fáze ve formě feritu je zpravidla souvislá, čímž je dána dobrá tažnost. Při působení deformační síly se napětí koncentruje v měkké fázi (ferit), kterou obklopují ostrůvky martenzitu, a tím dochází ke zpevnění oceli, při kterém vzroste mez kluzu maximálně na 70 % meze pevnosti.

Oproti mikrolegovaným ocelím (HSLA), kde mez kluzu může vzrůst až na 90 % je to podstatně méně (obr. 3.3.1.1.). Z tohoto důvodu mají plechy z DP oceli vysoký koeficient deformačního zpevnění, čímž se značně ulehčuje tvářecí proces.

Tyto materiály umožňují využít také BH efektu. [5]

Obr. 3.3.1.1. Porovnání mechanických vlastností HSLA, DP a Trip oceli [4]

V DP oceli je ponecháno větší množství uhlíku, které umožňuje formování martenzitu během ochlazování, čímž se dosáhne dobré prokalitelnosti. Přidáním jednotlivých prvků jako je mangan, chrom, molybden, vanad a nikl, lze dosáhnout lepších hodnot prokalitelnosti. Uhlík podporuje tvorbu martenzitu a zpevňuje ferit ve formě tuhého roztoku, stejně jako křemík a fosfor. Tyto prvky udržují výborné mechanické vlastnosti materiálu [4]. Použití DP ocelí se hodí pro disky kol.

Obr. 3.3.1.2. Mikrostruktura DP oceli [15]

3.3.2. TRIP oceli (Transformation - Induced Plasticity)

Mikrostruktura TRIP ocelí je tvořena zbytkovým austenitem (min. 5 %),

který je obsažen v primární fázi feritu [4]. Navíc je zde obsažen bainit a martenzit v proměnném množství (obr. 3.3.2.1.). Během tváření, tedy se

stoupající deformací, se austenit přeměňuje v martenzit, čímž dojde ke zvýšení koeficientu deformačního zpevnění. TRIP oceli mají narozdíl od DP ocelí vyšší obsah uhlíku, který snižuje teplotu Mf (martenzit finish)

pod teplotu okolí, při níž se vyloučí zbytkový austenit. Při nižším obsahu uhlíku se austenit přemění na martenzit již během tváření, čímž dojde k vysokému zpevnění oceli. Při vyšším obsahu uhlíku je tomu naopak.

Austenit zůstává stabilní a k jeho přeměně na tvrdou fázi (martenzit) dojde až při další deformaci, kterou může být např. náraz. Pevnost až 1050MPa a dobrá tažnost předurčují tyto oceli k výrobě nejnáročnějších součástí v automobilovém průmyslu [5]. TRIP oceli poskytují vynikající tvářitelnost a výborně pohlcují deformační energii, která vzniká při nárazu. Nejčastějším použitím TRIP ocelí jsou výztuhy dveří a střech.

Obr. 3.3.2.1. Mikrostruktura TRIP ocel [15]

3.3.3. TWIP oceli (Twinning - Induced Plasticity)

Tyto velmi moderní materiály patří do skupiny austenitických ocelí, které mají vynikající mechanické vlastnosti. Obsahují 15 – 20 % manganu a další prvky jako je hliník a křemík. Mez pevnosti v tahu může dosahovat až 1200 MPa při 50 % tažnosti, dokonce i při velmi nízkých teplotách a velkých rychlostech deformace [16]. Při pevnosti TWIP oceli 620 MPa může tažnost dosahovat až neuvěřitelných 88 % [7]. Tyto oceli využívají ke zpevnění TWIP efektu neboli dvojčatění austenitických zrn. Tento materiál je velice

perspektivní, protože díky své vysoké tažnosti (obr. 3.3.3.1.) se může deformovat i po tváření.

TWIP oceli jsou stále ve vývoji, ale je zřejmé, že budou využívány pro výrobu nosných dílů karoserie, které jsou podrobeny vysokému zatížení (např. nosná hřídel apod.).

Obr. 3.3.3.1. Zkroucená zkušební tyčka z TWIP oceli [17]

3.3.4. CP oceli – komplexní fáze (Complex Phase)

Jsou to oceli s velmi jemnou mikrostrukturou skládající se z feritu a většího množství tvrdých fází jako je bainit či martenzit (obr. 3.3.4.1.).

Obsahují stejné legující prvky jako DP a TRIP oceli. CP oceli často obsahují také malé množství prvků jako je niob, titan a vanad, které podporují tvorbu jemného precipitátu, a proto mohou být vedle strukturního zpevnění zpevňovány také pomocí precipitace [4]. CP oceli mají vysokou mez pevnosti dosahující hodnot 800 - 1100 MPa s tažností minimálně 10 %. Schopnost absorpce deformační energie, která vzniká při nárazu, předurčuje tyto oceli k výrobě bezpečnostních prvků karoserie (např. výztuhy nárazníků, sloupků apod.).

Obr. 3.3.4.1. Mikrostruktura CP oceli [15]

3.3.5. Martenzitické oceli

V těchto ocelích je téměř všechen austenit, který vzniká během válcování za tepla nebo během žíhání, transformován v martenzit (obr. 3.3.5.1.) během ochlazování na válcovací trati nebo ochlazováním z žíhacích teplot. Tato struktura může vzniknout také ochlazením po tváření za tepla [4].

Obr. 3.3.5.1. Mikrostruktura martenzitické oceli [15]

Martenzitické oceli poskytují nejvyšší hodnoty meze pevnosti v tahu, které mohou dosahovat až 1500 MPa. Tyto oceli bývají často popuštěny z důvodu zlepšení tvárnosti při extrémně

velkých silách. Pro zvýšení tvrdosti se přidává uhlík (obr. 3.3.5.2.) a další prvky jako jsou chrom, molybden, vanad, bór, křemík, mangan a nikl. Tyto prvky zlepšují prokalitelnost [4].

Obr.3.3.5.2. Vliv obsahu uhlíku na mez pevnosti [4]

3.3.6. Mangan - bórové oceli

Mangan - bórové oceli jsou novým, velmi perspektivním materiálem. Řadí se do kategorie ocelí vhodných ke kalení. Tento typ ocelí je legován především manganem a bórem. Proto jsou nazvané mangan - bórové oceli, které mají obvykle feriticko - perlitickou strukturu a vyznačují se svojí menší pevností (RM = 450 - 550 MPa) a dobrou tvárností (A80 = min 20 %) před

tepelným zpracováním. Při tepelném zpracování je ocel zahřáta na austenitickou teplotu a při řízeném ochlazování se vyloučí struktura

ve formě martenzitu, který dává oceli vysokou pevnost (až 1650MPa). [18]

Tato ocel byla vyvinuta především kvůli snížení celkové váhy vyráběných dílů, které musí odolávat nárazu. Používá se na prvky, které zajišťují bezpečnost celé karoserie (boční výztuhy, sloupky, prahy, středové tunely atd.). (obr. 3.3.6.1.)

Obr. 3.3.6.1.

Středový tunel [18]

3.4. Mechanismy zpevnění ocelí 3.4.1. Deformační zpevnění

Deformační zpevnění nastává při tváření za studena, při kterém probíhají velké plastické deformace. Tento děj je doprovázen zvyšováním odporu proti dalšímu přetvoření a zároveň vyčerpáním plastických vlastností materiálu.

Příčinou ztráty plastických vlastností je vznik poruch v krystalové mřížce.

Vzniklé vady (dislokace), které se hromadí uvnitř zrn tvářeného kovu, jsou zdrojem vnitřních napětí při tváření a způsobují vlastní zpevnění materiálu.

Průvodním jevem deformačního zpevnění je zvýšení meze kluzu, meze pevnosti v tahu a snížení tažnosti [2].

3.4.2. Zpevnění tuhého roztoku

Při tomto druhu zpevnění vytváří prvky jako uhlík, fosfor, dusík, mangan či bór intersticiálně tuhé roztoky ve feritové matrici oceli. Prvky jako chrom a nikl vytvářejí substituční tuhé roztoky. Protože se velikost atomů legujících prvků a atomů železa liší, dochází k deformaci elementární mřížky základního kovu [19]. Tím je bráněno volnému pohybu dislokací, což způsobuje vlastní zpevnění materiálu. Obecně platí, že intersticiální atomy více zvyšují pevnost ocelí oproti substitučním atomům, neboť výrazně zvyšují vnitřní energii mřížky (obr. 3.4.2.1.). Lze to vysvětlit tím, že intersticiální atomy se musí vměstnat mezi základní atomy, čímž dojde k podstatnějšímu navýšení pružné deformace, než když substituční atom nahradí základní atom.

Obr. 3.4.2.1. Zpevnění tuhého roztoku [15]

3.4.3. Zpevnění zjemněním zrna

Zjemnění zrna (obr. 3.4.3.1.) feritu je jeden z nejdůležitějších principů zpevnění při tepelném zpracování ocelí. Jedná se v podstatě o tzv. tepelně- mechanické zpracování. Volbou teploty při řízeném válcování a volbou

podmínek následného ochlazování lze získat požadovanou jemnozrnnou strukturu.

Princip spočívá v tom, že při tváření za studena dochází ke zvětšení hustoty dislokací, které se šíří na okraj zrn, kde se hromadí [1]. Toto nahromadění na překážce způsobuje napětí, které vede ke zpevnění materiálu. Při hrubé struktuře je nutný velký počet dislokací k překročení této kritické hodnoty napětí, která způsobí vlastní zpevnění materiálu, a proto je zřejmé, že při jemnozrnné struktuře bude zpevnění výraznější při stejném počtu dislokací. V případě, že velikost zrna se u hlubokotažných ocelí pohybuje okolo 0,25 mm, pak mez pevnosti dosahuje 100 MPa. Pokud je zjemněním struktury dosáhnuto velikosti zrna 0,0025 mm, pevnost v tahu se zvýší na 500 MPa [19].

Obr. 3.4.3.1. Zjemnění zrna [15]

3.4.4. Zpevnění precipitací

Při zpevňování precipitací dochází k rozpadu přesyceného tuhého roztoku a vzniku nové fáze. K rozpadu tuhého roztoku dochází při přesycení rozpuštěnou složkou při změně teploty [20]. Vlastní zpevnění je založeno na blokování skluzových rovin částicemi, které vznikly precipitací. Tyto částice jsou velmi tvrdé, a proto je pohybující se dislokace nejsou schopny

protnout. Dislokace se zakotví na této překážce a vytvoří okolo ní smyčky (obr. 3.4.4.1.). S rostoucím počtem smyček dojde ke vzniku vnitřních sil,

které mají za následek zvýšení meze kluzu, pří snížení tvárnosti. Obecně platí, že jemné částice vzniklé precipitací zpevňují materiál více, protože blokují daleko více skluzových rovin než hrubé částice.

Obr. 3.4.4.1. Dislokace zachycená tvrdými částicemi vzniklými při precipitaci [21]

3.4.5. Zpevnění BH efektem

Bake Hardening neboli BH efekt je zpevnění materiálu, ke kterému dochází až po procesu tváření. Jedná se v podstatě o tzv. umělé stárnutí oceli, které probíhá např. při vypalování laku karoserie při teplotě 170°C po dobu 20minut [22]. Principem BH efektu je to, že volné atomy uhlíku difundují (obr. 3.4.5.1) do míst s největší energií, tedy do okolí dislokací, kde brání jejich pohybu. Tímto mechanismem dochází ke zpevnění ocelí, při kterém se mez kluzu může zvýšit o 30 až 80MPa [5]. Podmínkou pro tento děj je přítomnost uhlíku ve formě tuhého roztoku i po válcování za tepla.

Obr. 3.4.5.1. Princip zpevnění BH efektem [23]

3.4.6. TRIP efekt

Transformation Induced Plasticity neboli tvárnost vyvolaná transformací je proces, při kterém se přeměňuje austenit na martenzit (obr. 3.4.6.1).

Při tomto mechanismu je ocel ohřáta na teplotu cca. 900°C za účelem vytvoření nestabilní, ale vysoce tvárné krystalické mřížky (austenit), která neexistuje při běžné teplotě. Po následném řízeném ochlazování je tato struktura vrácena do stabilní tvrdé krystalické mřížky, kde všechny krystaly zůstaly v původní formě. V oceli však zůstává zbytkový austenit, který se transformuje v martenzit již s nepatrným účinkem působící síly, a proto dochází ke zpevnění další deformací např. při nárazu [24].

Obr. 3.4.6.1. Přeměna austenitu na martenzit – Trip efekt [24]

Následkem přeměny v martenzit je zvýšení meze kluzu. Tento efekt souvisí s potlačením vzniku krčku při jednoosém tahu v důsledku zpevnění.

3.4.7. TWIP efekt

TWIP (Twinning Induced Plasticity) efektem se rozumí dvojčatění austenitických zrn, při kterém nedochází k přeměně na martenzit. Pro využití TWIP efektu je nutné přizpůsobit chemické složení tak, aby energie vrstevné chyby zakázala austenitu transformaci na martenzit [16]. V případě, že

austenit má relativně nízkou stabilitu, může dojít k jeho přeměně na martenzit, a proto je stabilita austenitu důležitým faktorem pro vznik TWIP

efektu [25].

3.4.8. Zpevnění dvou a více fázových ocelí

Kromě již popsaných principů lze využít vytvrzení vnesením strukturních

složek (martenzit, bainit, perlit), které mají různou tvrdost a pevnost, do základní kovové matrice materiálu [19]. Tyto strukturní složky lze získat

kontinuálním žíháním a řízeným ochlazováním z feriticko-austenitické oblasti na válcovací trati.

4. METODY VÝROBY POLOTOVARU PRO TVÁŘENÍ

V současném strojírenském světě lze využít nových materiálů a technologií, které vedou k možnostem výroby, které v letech minulých

nebyly možné. Proto se v dnešní době používají moderní technologie, které umožňují efektivnější a hlavně výkonnější produkci. Při dělení polotovarů z nízkouhlíkových hlubokotažných plechů se nejčastěji využívá stříhání.

Tento způsob je nejlevnějším řešením pro přípravu polotovaru plechů, ale u vysokopevnostních plechů jej nelze využít z důvodu velmi vysoké pevnosti.

Nároky kladené na střižné nástroje a stroje by byly neúnosné z hlediska tvářecí síly a ceny. Proto se dnes využívá moderních technologií dělení materiálu, jako je řezaní plasmou, laserem či vodním paprskem.

4.1. Řezání laserem

Řezání je realizováno pomocí laserového paprsku. Jedná se o tzv.

fokusovaný světelný paprsek, k jehož vzniku dochází v plynové komoře laseru. Paprsek je pomocí speciální čočky zaostřen na povrch materiálu, který se následně natavuje a pomocí řezacího plynu, který je přiváděn koaxiální dýzou, je materiál odfukován (Obr. 4.1.1.). V závislosti na druhu řezaného materiálu je volen optimální řezací plyn - kyslík nebo dusík. Metody řezání laserem je možné rozdělit na tavné, oxidační a sublimační. [26]

Obr. 4.1.1. Princip řezání laserem [27]

a) Tavné řezání – Místo řezu se lokálně nataví a tavenina je oddělována pomocí vysoce inertního plynu (používá se přednostně dusík), který se ovšem na procesu řezání přímo nepodílí. Tento typ řezání je vhodný pro

mosaz atd. Polotovary vyrobené tímto způsobem není nutné již nijak upravovat, protože vznikají vysoce kovově lesklé plochy. Nevýhodou však je možnost vzniku otřepů na spodní straně a nedosažení vysokých řezných rychlostí [26].

b) Oxidační řezání –Tato metoda se od tavného řezání liší pouze tím, že používaný plyn je kyslík. Při vzájemném působení kyslíku a roztaveného kovu dochází k exotermické reakci, která ohřívá materiál, čímž dochází ke zhoršení kvality řezu, ale na druhé straně ke zvýšení řezné rychlosti.

Proto se používá pro řezání nízkolegovaných a nelegovaných ocelí, neboť kvalita řezné hrany je podstatně horší. Určitého zlepšení lze dosáhnout přechodem na pulzní provoz laseru, kdy se řezaný materiál mezi jednotlivými pulzy ochladí a nedochází tak k nežádoucí exotermní reakci.

c) Sublimační řezání – Při sublimačním řezání laserem dochází k odpařování materiálu v místě řezu. Tato metoda se používá v minimální míře, neboť u kovů nesmí tloušťka materiálu překročit průměr laserového paprsku, aby páry materiálu již dále nekondenzovaly a nevytvořily svár. Proto se používá výhradně u nekovových materiálů (nevytváří tekutou fázi), jako je dřevo či keramika, protože zde neplatí omezující faktor tloušťky řezu, jako je tomu u kovů.

Tlak plynu a geometrie tvaru trysky ovlivňují kvalitu řezu, drsnost povrchu řezné plochy a tvorbu otřepů. Z tohoto důvodu je nutné se věnovat nastavení optimálních řezných podmínek, aby mohly být využity všechny výhody laserového řezání. Laser koncentruje svoji energii do úzkého zaostřeného paprsku, který má za následek nízkou hodnotu přebytečného tepla a z toho vyplývající tenký řez (0,2 - 0,3mm; u CNC 0,1 - 0,01) a úzkou tepelně ovlivněnou oblast oproti plasmě [28]. Mezi další výhody patří možnost širokého výběru materiálů a řez bez mechanického ovlivnění materiálu (minimální deformace). Nevýhodou této technologie je omezující faktor tloušťky materiálu, tepelně ovlivněná zóna, vysoká pořizovací cena zařízení a vysoké provozní náklady [26].

4.2. Řezání plasmou

Princip řezání plasmou popisuje obr. 4.2.1. Elektrický oblouk se vytváří mezi elektrodou a elektricky vodivým materiálem a je škrcen pomocí otvoru v měděné trysce. Škrcení zvyšuje teplotu a rychlost plasmového oblouku,

který vystupuje z trysky. Teplota plasmy dosahuje až 20000 °C a rychlost může dosahovat až rychlosti zvuku [29]. Jako plasmový plyn se

používá argon, kyslík, vodík, dusík nebo obyčejný vzduch, který v kombinaci s elektrickým proudem vytváří vysokoteplotní plasmový oblouk. Oblouk prochází skrz kov a roztavuje tenkou oblast materiálu. Roztavený kov je vytlačován silou oblouku skrz obrobek, čímž dojde k oddělení materiálu.

Obr.4.2.1. Princip řezání plasmou [29] Obr. 4.2.2. Ovlivněná oblast [30]

Výhodou této technologie je rychlejší řez, který se může provádět bez předehřívacího cyklu a možnost řezání všech vodivých materiálů jako je

hliník, mosaz, či nerezová ocel [31]. Na obr. 4.2.2., je vidět průběh řezu a zpevněné pásmo. Tepelně ovlivněná zóna, která vzniká při řezání plasmou,

je typicky užší (1mm), než je tomu při řezání plamenem (2,5mm), ale zároveň podstatně vetší, než je tomu u laserového řezání [32]. I když je maximální tvrdost vzniklá v této oblasti při řezání plasmou oproti řezání plamenem menší, přesto zůstává nežádoucím jevem pro tváření a obrábění. Při řezání touto technologií je charakteristickým rysem tavení materiálu směrem ke spodnímu okraji, což má za následek vytvoření otřepu z roztaveného kovu. Tuto negativní vlastnost lze redukovat škrcením oblouku, který bude produkovat více jednotného tepla v horní i spodní části řezu [29]. Zvláště při

tváření za studena může docházet k tvorbě trhlin od ovlivněné řezné hrany, a proto se doporučuje odstranit ovlivněnou vrstvu před dalším zpracováním.

4.3. Řezání vodním paprskem

Podstatou této metody je řezání, které je realizováno pomocí vysokotlakého vodního paprsku. Tlak, který se pohybuje mezi 50 a 420 MPa je zprostředkován pomocí speciálních čerpadel [33]. Paprsek vzniká v řezací hlavě, která je zakončena tryskou, kterou prochází proud tlakové vody. Lze volit paprsek čistý, který se hodí pro zpracování měkkých materiálů.

V ostatních případech se používá abrazivní paprsek (obr. 4.3.1.). Abrazivní paprsek je způsob, při kterém se do vody přivádí příměsi, jako olivín či granát, čímž při vlastním procesu řezání dochází k řízenému obrušování materiálu.

Obr. 4.3.1. Vodní paprsek s abrazivem [34]

Vodním paprskem se dají řezat prakticky všechny materiály bez omezení tloušťky řezu. Mezi klady této technologie patří skutečnost, že nedochází k tepelnému a mechanickému ovlivnění materiálu, díky čemuž je výsledný řez čistý, bez okují a mechanického zpevnění [33]. Další výhodou je vysoká přesnost řezu (až 0,2 mm), malé ztráty materiálu, a také fakt, že materiál se již dále nemusí opracovávat. Tryska se po celou dobu řezu musí udržovat

v konstantní vzdálenosti od materiálu, aby řezná hrana byla kvalitní.

Při dodržení optimálních řezných podmínek se tato metoda stává nepřekonatelnou v oblasti kvality a jakosti výsledného povrchu. Nevýhodou této metody je následná koroze v důsledku působení vodního paprsku, vyšší

hladina hluku a ekonomická nákladovost. Častým jevem je zkosení a zhoršená kvalita řezné hrany, protože provozovatelé této technologie se

snaží zkrátit celkový řezný čas z ekonomických důvodů. Ke zkosení řezné hrany dochází v důsledku příliš velké řezné rychlosti. Zhoršený (hrubší) povrch s mikrotrhlinami je spojen s volbou použitého abraziva. Volba abraziva a řezné rychlosti má proto rozhodující vliv na výslednou kvalitu řezného povrchu.

4.4. Stříhání

Stříhání je operace, při které dochází k oddělení materiálu smykovým působením dvou břitů s předchozí pružnou a plastickou deformací místa střihu. Pro dokonalé provedení střihu je snaha o to, aby plastická deformace byla lokalizována v co nejbližším okolí střihu, a aby hrany střižníku a střižnice byly co nejostřejší a byla volena optimální střižná vůle.

4.4.1. Fáze stříhání

Při operaci střihu dochází ke čtyřem fázím stříhání (obr. 4.4.1.1.) [35].

Obr. 4.4.1.1. Deformační pásma při stříhání [35]

1 - pásmo zaoblení, 2 - pásmo utržení, 3 - pásmo porušení, 4 - pásmo odtlačení

1) V této fázi, bezprostředně po dosednutí střižníku na stříhaný materiál, dochází k pružné deformaci, kde se napětí pohybuje pod mezí kluzu.

Materiál se vlivem působení sil ohýbá. Na straně střižníku dochází k zaoblení, a na straně střižnice k vytlačení.

2) Ve druhé fázi se napětí koncentruje kolem střižných hran a roste až za mez kluzu, kde vzniká střižná plocha. Napětí na stříhaném materiálu se blíží mezi pevnosti.

3) Ve třetí fázi se napětí pohybuje nad mezí pevnosti ve střihu a vznikají trhliny ve směru největšího smykového napětí, tj. přibližně 45° od tahového napětí. První trhliny se objevují v okolí střižnice a střižníku, neboť tahovými napětími jsou deformována nejvíce povrchová vlákna.

4) V konečné fázi se trhliny spojí a dojde k oddělení materiálu.

Podmínkou je, aby se vznikající trhliny setkaly a pokud k tomu nedojde, materiál se musí znovu stříhat, popř. utrhnout = zmetek. Tento případ může nastat při nesprávné volbě střižné mezery, kdy se materiál vlivem ohybového momentu může vklínit mezi nože, čemuž lze zabránit použitím přidržovačů.

Na kvalitě střižné plochy velmi záleží, proto je nezbytné volit optimální střižnou mezeru, která má vliv na vznik otřepu (obr. 4.4.1.2.), od kterého se šíří trhliny při následném tváření nízkouhlíkových hlubokotažných plechů.

Obr. 4.4.1.2. Kvalita střižné plochy při několika velikostech střižné mezery ms

u hlubokotažných plechů[35]

Při stříhání vysokopevnostních plechů (Obr. 4.4.1.3.) nevzniká výrazný otřep a praskliny se z něho tedy nešíří, ale vznikají v místě, kde byly vyčerpány plastické vlastnosti materiálu, tedy v oblasti čistého smyku.

Obr. 4.4.1.3. Kvalita střižné plochy při několika velikostech střižné mezery ms

u vysokopevnostních plechů

4.5. Třískové obrábění

Třískové obrábění je již po mnoho desetiletí hojně využívanou technologií, která si stále ponechává svoji funkčnost a nenahraditelnost na poli strojírenské výroby. Řezný nástroj je vtlačován silou do materiálu, ve kterém jsou překročeny hodnoty meze pevnosti. Následně dochází k oddělování materiálu, tedy jednotlivých třísek. Mezi operace třískového obrábění nepatří pouze soustružení, ale také jiné operace, jako je broušení, frézování, protahování, hrubování apod. Při obrábění je nutné místo řezu lubrikovat, neboť bez potřebných emulzí by mohlo dojít k zakalení a tepelně ovlivněná zóna by následně ovlivňovala proces tváření, či by došlo k poškození nástroje. Kvalita řezné plochy je oproti tavnému laseru, plasmě a vodnímu paprsku výrazně lepší. Ovšem pro přípravu polotovaru z plechů nejsou technologie třískového obrábění vhodné.

5. ZKOUŠKY

V této kapitole je popsána statická zkouška tahem a zkouška rozšiřováním otvoru. Těmito základními metodami byly v experimentální části zjištěny mechanické vlastnosti zkoušených materiálů.

5.1. Tahová zkouška

Tahová zkouška dle ČSN EN 10002-1 je nejdůležitější a nejrozšířenější zkouškou tváření, neboť je to metoda snadného získání mechanických vlastností materiálů [36].

Tato zkouška je založena na postupném zatěžování vzorku (tyče)

až do jeho porušení. Zkouška se zpravidla neprovádí přímo na součástech, ale na zkušebních tyčích, kde jsou jejich rozměry a tvar

normalizovány. Středy vzorku jsou tvarovány (zúženy) tak, aby zde působilo homogenní napětí a konce vzorku jsou rozšířeny tak, aby je bylo možné upnout do trhacího zařízení. Experiment se provádí při konstantní teplotě a zajímají nás tři proměnné a to: napětí, deformace a rychlost deformace.

Přitom se jedna z veličin drží vždy na konstantní hodnotě. Z hlediska experimentu lze zkoušku rozdělit do tří skupin. [37]

a) zkouška s konstantní rychlostí deformačního stroje –V technické praxi je tato zkouška nejrozšířenější. Zkušební vzorek je upnut na jedné straně v pevné části a na druhé straně v pohyblivé části stroje, pohybující se předepsanou deformační rychlostí. Na druhém konci je umístěn siloměr měřící zatěžovací sílu, která je zaznamenávána. Sleduje se závislost smluvního napětí R na poměrném prodloužení ε. Smluvní napětí je definováno vztahem:

[MPa]

S R F

0

= (5.1.1.) kde je:

F…..deformační síla [ N ]

S0…počáteční plocha příčného průřezu vzorku [mm²]

Počáteční průřez So je výchozí pro výpočet celého experimentu. Poměrné prodloužení je dáno vztahem:

[ - ] l

l l

l l

0 0

0 = ∆

= −

ε (5.1.2.) kde je:

l…..délka deformovaného vzorku [mm]

lo…původní délka vzorku [mm]

Pokud materiál nevykazuje výraznou mez kluzu, tak se vzhledem k obtížnosti určení hranice mezi pružnou a plastickou deformací používá tzv. smluvní mez kluzu Rp0,2, což je hodnota způsobující plastickou deformaci ε = 0,2 %.

Další podstatnou veličinou je smluvní mez pevnosti Rm kde platí:

[MPa]

S R F

o m

m = (5.1.3.) kde je:

Fm….maximální deformační síla [ N ]

Tažností A se rozumí trvalé prodloužení vzorku, při kterém dojde k jeho přetržení.

Platí že:

100 [%]

l l A l

0 0

1− ⋅

= (5.1.4.) kde je:

l1….délka vzorku po přetržení [mm]

l0….počáteční délka vzorku [mm]

Kontrakce Z je dána vztahem:

100 [%]

S S Z S

0 1

0− ⋅

= (5.1.5.)

S0…počáteční plocha příčného průřezu vzorku [mm²]

S1…Nejmenší plocha příčného průřezu vzorku po přetržení [mm²]

V těchto předchozích vztazích, byly uvedeny smluvní hodnoty, ale jelikož dochází v průběhu zatěžování ke změně průřezu vzorku, musí se tento fakt zohlednit a pak platí:

(1 ) S

F

0

ε

σ = ⋅ + (5.1.6.)

⁼

∫

l₀ 0

) 1 ( l ln ln l l

dl ε

ϕ (5.1.7.)

kde je:

σ….skutečné napětí [MPa]

ϕ….skutečná deformace [ - ]

b) zkouška s konstantním napětím – Jedná se o zkoušku tečením nebo-li creep. V tomto případě se vzorek zatěžuje stále stejným napětím, přičemž měřítkem je prodloužení vzorku, které je závislé na čase.

c) zkouška napěťové relaxace – Při této zkoušce je deformován vzorek při konstantní rychlosti deformace až do určité hodnoty napětí a deformace.

Poté je zastaven pohyb pohyblivé části trhacího stroje a následně se měří pokles napětí, které je závislé na čase. Poté je opět možné obnovit test relaxace spuštěním pohybu.

5.2. Zkouška rozšiřováním otvoru

Zkouška rozšiřováním otvoru je nazvána podle pánů Siebela a Pompa.

Princip zkoušky spočívá v rozšiřování otvoru (obr. 5.2.1.), který je uprostřed kruhového či čtvercového přístřihu. Konec zkoušky nastává v okamžiku, kdy se na obvodu otvoru objeví první radiální prasklina. [38]

Obr. 5.2.1. Zkouška rozšiřováním otvoru: a) schéma, b) konečný rozměr vzorku [39]

1 – tažník, 2 – tažnice, 3 – vzorek s otvorem, 4 – přidržovač

Výsledkem měření je velikost lomové tangenciální deformace ϕtl, která je dána vztahem:

[ - ] d

ln d

0 1 tl = ⋅

ϕ (5.2.1.) kde je:

d0 …počáteční průměr rozšiřovaného otvoru [mm]

d1 …konečný průměr rozšiřovaného otvoru [mm]

Vlivem plošné anizotropie není rozšířený otvor pravidelně kruhový a určí se ze vztahu:

2 [mm]

d d₁ d^max + ^min

= (5.2.2.)

kde je:

dmax…maximální průměr rozšířeného otvoru [mm]

dmin…minimální průměr rozšířeného otvoru [mm]

Dalším kritériem, které se dá posuzovat, je hloubka tahu z, poměrné rozšíření otvoru d´ a plošná anizotropie ∆R:

(

´ d d

d = ⋅ −

2

1

)

( )

´ min max

d d

R d −

=

∆ (5.2.4.)

Ukazatelem tvářitelnosti je:

( )

(

)

max

.d d d d q d

−

⋅

= −

0

2

4 (5.2.5.)

6. EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST

6.1. Cíl experimentální části

Technologie, která je použita pro přípravu polotovaru z plechů (přístřihů) má velký vliv na plastické vlastnosti materiálu při následném tváření. Cílem této diplomové práce je zjištění vlivu způsobu dělení ocelových plechů na následné plastické vlastnosti materiálu. Vedle klasických technologií, jako je stříhání a technologie třískového obrábění, jsou hodnoceny moderní metody přípravy polotovaru: dělení pomocí plasmy, laseru a vodního paprsku. Průvodní jevy spojené s volbou řezné technologie, které mají vliv na následné tváření jsou: tepelně ovlivněné pásmo a s ním spojená změna struktury u „teplých“ technologií, deformační zpevnění u „studených“

technologií a dále horší kvalita řezné hrany a s ní spojené mikrotrhliny či otřepy. Pro praktické potřeby, které jsou spojeny s volbou řezné technologie je nutné provést několik experimentů.

6.2. Použité materiály pro experimentální měření

Volba materiálů byla provedena s ohledem na jejich pevnost, tažnost a především využití v automobilovém průmyslu tak, aby zde byl zastoupen soubor ocelových plechů v širším rozsahu plastických vlastností (obr. 6.2.1).

Proto byla vybrána hlubokotažná ocel H220PD (dle EN 10 292) a vysokopevnostní oceli RA-K 40/70, CP-W 800 a MS-W 1200.

H220PD je ocel válcovaná za studena a žárově pozinkovaná. Je tvořena čistě feritickou strukturou, díky které má vysokou tažnost, ale relativně malou pevnost. Tloušťka zkoušeného materiálu je 1,95 mm.

RA-K 40/70 patří do skupiny TRIP ocelí vykazujících BH efekt. Ve struktuře může být obsaženo až 20 % zbytkového austenitu a až 90 % feritu zahrnujícího i bainitický ferit. Tato ocel je válcována za studena. Použitý plech má tloušťku 1,50 mm a je žárově pozinkován.

CP-W 800 patří do skupiny vícefázových ocelí (CP steels), které jsou tvořeny feritem, bainitem a martenzitem. Tato ocel je válcována za tepla a následně žíhána z důvodu odstranění vnitřního pnutí. Použitý plech má tloušťku 2,05 mm a je galvanicky pozinkovaný.

MS-W 1200 je ocel válcovaná za tepla, patřící do skupiny martenzitických ocelí. Struktura je tvořena martenzitem a menším obsahem feritu.

Jemnozrnná struktura je získána termomechanickým zpracováním. Použitý plech má tloušťku 1,85 mm a je bez ochranného povlaku.

Mechanické vlastnosti použitých materiálů dané výrobcem jsou uvedeny v tab. 6.2.1. a v materiálových listech (příloha č. 1. - 4.). Skutečné naměřené hodnoty se však liší a jsou uvedeny blíže v kapitole 6.4. Grafické porovnání mechanických hodnot u materiálů, které byly použity v experimentální části je vidět na obr. 6.2.1. Pevnostní křivky odpovídají broušeným vzorkům.

Tab. 6.2.1. Mechanické vlastnosti materiálů využitých pro experimentální měření

druh oceli Rp0,2 [MPa] Rm [MPa] A80 [%]

H220PD 220 340 39

RA-K 40/70 ≥400 ≥700 24 CP-W 800 680 800-980 10 MS-W 1200 900 1200-1450 5

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 poměrné prodloužení ε [-]

smluvní napětí R [MPa]

H220PD RA-K 40/70 CP-W 800 MS-W 1200

Obr. 6.2.1. Diagramy statické zkoušky tahem pro materiály použité v exp. měření

6.3. Prováděné experimenty

Pro zjištění vlivu řezné technologie na mechanické vlastnosti materiálu byla použita statická zkouška tahem a zkouška rozšiřováním otvoru.

Z důvodu ovlivnění kvality řezné hrany a změny struktury byly zhotoveny také metalografické výbrusy a fotografie řezných hran.

6.3.1. Statická zkouška tahem

Pro zjištění vlivu řezné technologie na mechanické vlastnosti materiálu byla použita statická zkouška tahem dle ČSN EN 10002 - 1. Měření bylo provedeno na trhacím zařízení TIRAtest 2300 (obr. 6.3.1.1.) a k vyhodnocení bylo využito softwaru LabTest v. 3. 12. Počáteční měřená délka je L0=50mm. Velikost deformace byla měřena na externím průtahoměru MFN-A.

Obr. 6.3.1.1. TIRA test 2300

Vzhledem k extrémní pevnosti zkoušených materiálů byl v některých případech zaznamenán prokluz čelistí. Tento problém byl vyřešen zvětšením předpětí vzorku, nebo obroušením pozinkovaného ochranného povlaku.

Pomocí softwaru LabTest v. 3. 12. byly vyhodnoceny mechanické vlastnosti a to mez kluzu Rp0,2, mez pevnosti Rm a tažnost A50. Samostatné hodnocení těchto vlastností je důležité pro pevnostní výpočty. Z hlediska tvářitelnosti se však tyto tři mechanické vlastnosti musí posuzovat společně.

Proto k porovnání vhodnosti použití dané řezné technologie z hlediska tváření bylo využito komplexního ukazatele tvářitelnosti KUT, který je definován vztahem:

,

Rp A KUT Rm

2 0

⋅

= (6.3.2.)

Tento ukazatel vzájemně porovnává všechny naměřené mechanické vlastnosti materiálu.

Zkoušky byly u jednotlivých materiálů a technologií provedeny pro 8 vzorků. U některých technologií celkový počet naměřených vzorků klesl

na 6 nebo 7 z důvodu prasknutí zkušebního vzorku mimo průtahoměr. Takto naměřené hodnoty musely být z celkového souboru odstraněny. Další vyhotovení vzorků, které by doplnily stav o 8 vzorcích bylo z ekonomických důvodů zamítnuto.

6.3.1.1. Příprava zkušebních vzorků pro statickou zkoušku tahem

Příprava vzorků (tyček) byla zhotovena dle normy ČSN EN 10002 - 1, ovšem s tím rozdílem, že tepelně či mechanicky ovlivněné plochy nebyly odstraněny obráběním. Ponechána byla struktura a řezná hrana, která

vznikla působením dané řezné technologie. Tyčky (obr. 6.3.1.1.1., obr. 6.3.1.1.2.) byly odebrány ve směru kolmém na směr válcování (90°)

těmito technologiemi: plasmou, laserem, vodním paprskem, broušením a frézováním. Stříhané tyčky nebyly vyrobeny z důvodu vysokých nároků na střižné síly (možnost zničení nástroje a stroje).

Obr. 6.3.1.1.1. Rozměr zkušební tyčky Obr. 6.3.1.1.2. Tyčka z oceli MS-W 1200 před a po přetrhnutí

Dělení plasmou, laserem a vodním paprskem bylo provedeno na zařízeních (příloha č. 9.) v externí firmě. Frézování, broušení a soustružení bylo realizováno v podmínkách Technické univerzity v Liberci.

Při řezání plasmou byl použit pojezdový stůl NESSAP-1600 s plasmovým agregátem Kjellberg – HI FOCUS 160i (38 KW). Jako plasmový plyn byla použita směs kyslíku a dusíku, u které teplota plasmového oblouku dosahuje 8000°C. Šířka řezné spáry byla 1,5 mm a řezná rychlost 2200 mm/min při 2 mm tloušťce plechu.

Laserové řezání bylo provedeno na stroji TRUMPH L3030S s výkonem 3200 W. Plynem potřebným ke vzniku laserové paprsku byla směs oxidu uhličitého, kyslíku, dusíku a helia. Při volbě této směsi se teplota laserového paprsku pohybuje okolo 15000°C. Šířka řezné spáry se pohybuje okolo 0,3 mm s přesností řezu 0,2 mm. Při 2 mm tloušťce plechu byla volena řezná rychlost 3214 mm/min.

Na stroji PTV JETS – 3.8/60 bylo prováděno řezání pomocí vysokotlakého vodního paprsku s řezným tlakem 415 MPa. Jako abrazivo byl volen Korund - 80, který poskytuje přesnost řezu až 0,4 mm, s šířkou řezné spáry 0,9 mm. Řezná rychlost byla volena 400 mm/min při 2 mm tloušťce materiálu.

Při broušení a frézování byly voleny standardní řezné podmínky.

6.3.2. Zkouška rozšiřováním otvoru

Zkouška rozšiřováním otvoru dle Siebela a Pompa byla provedena na hydraulickém lisu CBA 300 (obr. 6.3.2.1.) s plochým tažníkem o průměru 100 mm se zaoblenými hranami (r=10 mm). Při této zkoušce byl sledován okraj rozšiřovaného otvoru a v okamžiku vzniku první radiální trhliny byla zkouška ukončena. Pro tento účel byla instalována videokamera, ze které byl obraz přenášen na obrazovku televizoru, na které byl pozorován průběh zkoušky.

Obr. 6.3.2.1.

Hydraulický lis CBA 300

Kruhové vzorky byly do lisu vkládány tak, aby otřep směřoval směrem od tažníku, protože u takto umístěného polotovaru se trhlina objeví dříve, a jsou tak naměřeny výsledky v méně příznivé poloze.

Výsledkem této zkoušky je velikost lomové tangenciální deformace ϕtl, která je dána vztahem (5.2.1.). Počáteční rozměr d0 byl měřen pomocí posuvného měřítka. Konečný průměr d1 není symetricky kruhový vlivem anizotropie, a proto je nutné určit průměrnou hodnotu d1min a d1max.

Vzhledem k tomu, že u vysokopevnostních plechů dojde vlivem velké pevnosti k výraznému lomu (obr. 6.3.2.2.), tak vzorky nebyly měřeny klasickou metodou (posuvné měřítko). Protože by šířka trhlin negativně

ovlivňovala měření, byl z důvodů vyšší přesnosti naměřených výsledků volen způsob odměření konečného průměru po rozšiřování d1, pomocí programu optické analýzy Lucia G. Pro vyhodnocení tímto způsobem bylo nutné nasnímat fotografie vzorků s milimetrovým papírem, který slouží pro kalibraci referenčního měřítka vzdálenosti. Na maximálně zvětšené fotografii, byly uchopeny vždy tři body rozložené v 1/3 z celkového obvodu otvoru (Obr. 6.3.2.2.), z kterých byl stanoven průměr oblouku. Celkově byly voleny 3 oblouky, ze kterých byl pomocí softwaru spočítán celkový průměr otvoru vzniklého po rozšiřování.

Obr. 6.3.2.2. Měření průměru po rozšiřování otvoru – MS-W 1200 – děleno laserem

6.3.2.1. Příprava zkušebních vzorků pro zkoušku rozšiřováním otvoru Vzorky pro rozšiřování otvoru viz. obr. 6.3.2.1.2. byly připraveny stejnými technologiemi jako u vzorků pro statickou zkoušku tahem, pouze s rozdílem, že nebylo použito frézování ani broušení, ale soustružení. U soustružení byly voleny standardní řezné podmínky. Zkušební vzorky (obr. 6.3.2.1.1.) mají průměr 210 mm a v jejich středu je otvor o průměru 35 mm.