Anotace
Diplomová práce se zabývá vlivem svařování na změny únavové životnosti spojů z jemnozrnné oceli S700MC. Výsledkem je porovnání naměřených Wöhlerových křivek, resp. S-N křivek, základního materiálu a svařenců - koutové svary.
Diplomová práce je složena ze třech hlavních kapitol.
První kapitola je teoretickou částí, kde je popsáno rozdělení, vznik a zpevnění jemnozrnných ocelí. Dále metoda obloukového svařování MAG a systém WeldMonitor.
Závěr této části je zaměřen na podstatu cyklické únavy a to nízkocyklového a vysokocyklového zatěžování.
Následující kapitola je orientována na praktickou část. Zde jsou popsány technologické postupy z přípravy vzorků pro svařování, které dále posloužily pro naměření únavových vlastností a optickou metalografii.
Závěr je zaměřen na zhodnocení naměřených dat z experimentální části a shrnutí poznatků získaných z diplomové práce.
Součástí diplomové práce jsou samostatné přílohy, obsahující tabulky s naměřenými hodnotami a fotografiemi z praktické části.
Klíčová slova: Jemnozrnná ocel; Svařování; Svarová housenka; Svařenec; Vzorek;
Únava; Zpevnění
Annotation
The main purpose of this thesis is to determine the influence of welding and their changes of weariness connections condition in focus on fine-grained steel type S700MC. The result is comparison of measured Wöhler´s curves respectively S-N curves of the base material and the weldments – fillet welds. Thesis is composed of three main chapters.
First chapter is focused on theoretical part where the origin, the formation and the reinforcement of fine-grained steel is described. Another part is about arc welding - especially MAG method and description of WeldMonitor system. End of this chapter is focused on basics of weariness cyclic methods, especially low-cycles and high-cycles of test method.
Next chapter consists of practical part where are shown the technological procedures of preparing the samples for welding. Those weld samples were used for measuring the weariness properties and for optical metallography.
Last chapter is focused on the results from practical part and it is followed by discussion over the results.
Thesis contains separate annexes where tables with measured values and photos from experiment part could be found.
Key words: Fine-grained steel; Welding; Weld bead; Weldment; Sample; Weariness;
Reinforcement
Poděkování
Rád bych touto formou poděkoval svému vedoucímu diplomové práce panu doc. Ing. Jaromírovi Moravcovi, Ph.D., za teoretické i praktické rady a podněty při psaní diplomové práce.
Dále bych chtěl poděkovat své rodině, přítelkyni, kamarádovi a zároveň bývalému nadřízenému panu Ing. Petru Skálovi, za všestrannou podporu při kombinované formě studia na TUL. V neposlední řadě patří mé díky i panu Ing. Jiřímu Kvapilovi, který je můj současný nadřízený a umožnil mi dokončení studia.
Diplomová práce vznikla s podporou řešení projektu studentské grantové soutěže SGS 21280 „Výzkum a vývoj pro inovace materiálů a výrobních technologií s aplikačním potenciálem ve strojírenství“ na Technické univerzitě v Liberci v rámci účelové podpory specifického vysokoškolského výzkumu poskytnuté Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy ČR v roce 2019.
Obsah
Seznam použitých zkratek a veličin ... 10
1 Úvod ... 14
2 Teoretická část ... 16
2.1 Podstata zpevnění jemnozrnných ocelí ... 17
2.1.1 Zpevnění substitučním a intersticiálním mechanismem... 17
2.1.2 Precipitační zpevnění ... 18
2.1.3 Zpevnění na hranicích zrn ... 19
2.2 Jemnozrnné oceli a jejich vlastnosti ... 21
2.2.1 Normalizačně zpracované a zušlechtěné jemnozrnné oceli ... 21
2.2.2 Termomechanicky zpracované jemnozrnné oceli ... 23
2.2.3 Termomechanické faktrory ... 25
2.3 Svařitelnost jemnozrnných ocelí ... 26
2.3.1 Uhlíkový ekvivalent ... 27
2.3.2 Tepelně ovlivněná oblast ... 28
2.3.3 Kinetika růstu austenitického zrna v tepelně ovlivněné oblasti ... 28
2.3.4 Oblouková metoda svařování MAG ... 31
2.4 Vliv svařovacích parametrů na svarovou lázeň ... 33
2.4.1 Vliv velikosti svařovacího proudu na geometrii svarové lázně ... 34
2.4.2 Vliv svařovacího napětí na geometrii svarové lázně ... 35
2.4.3 Vliv rychlosti svařování na geometrii svarové lázně ... 36
2.4.4 Vliv druhu a polarity svařovacího proudu ... 38
2.5 Systém WeldMonitor ... 39
2.6 Únavové zatěžování ... 41
2.6.1 Vysokocyklová únava ... 41
2.6.2 Průběh napětí ... 42
2.6.3 Únavové diagramy ... 44
2.6.4 Činitelé ovlivňující únavu ... 46
2.6.5 Nízkocyklová únava ... 50
3 Praktická část ... 51
3.1 Základní materiál ... 51
3.1.1 Měření mechanických vlastností ... 52
3.2 Příprava svařenců ... 55
3.2.1 Svařování a měření deformací ... 55
3.3 Příprava vzorků pro měření cyklické únavy a metalografii ... 60
3.3.1 Optická metalografie ... 62
3.4 Měření Wöhlerových křivek svarů ... 65
3.4.1 Způsob zatěžování dílčích vzorků ... 66
3.4.2 Cyklické testování svařovaných vzorků bez úprav ... 67
3.4.3 Cyklické testování svařovaných vzorků s částečně ofrézovanou pásnicí ... 69
3.4.4 Cyklické testování svařovaných vzorků s ofrézovanou pásnicí a rádiusem R6 ... 71
3.5 Zhodnocení a diskuze výsledků ... 73
3.6 Závěr ... 76
Použitá literatura a zdroje ... 78
Samostatné přílohy ... 81
10
Seznam použitých zkratek a veličin
Veličina Význam Jednotka
Ax Tažnost [%]
Ac3 / (TAc3) Teplotní prodleva při ohřevu/tavení (~ 911 °C) [°C]
Ar1/(TAr1) Teplotní prodleva při ochlazování/krystalizaci (~ 685 °C) [°C]
Ar3/ (TAr3) Teplotní prodleva při ochlazování/krystalizaci (~ 898 °C) [°C]
b Šířka svarové housenky (lázně) [m]
b Velikost Burgrsova vektoru [-]
c Šířka trhliny [m]
C Materiálová konstanta [-]
Cekv Uhlíkový ekvivalent [hm.%]
d Průměr překážky [m]
dL Vzdálenost dvou sousedních překážek [m]
D Aktuální velikost zrna [m]
Dstřední Střední (průměrná) velikost zrna [m]
D0 Počáteční velikost zrna [m]
E Materiálová konstanta [kg·m·s-2]
f Objemový podíl části [m3]
f Frekvence [Hz]
F Síla [N]
G Modul pružnosti ve smyku [Pa]
ha Převýšení svaru [m]
he Hloubka závaru [m]
I Svařovací proud [A]
k Koeficient zpevnění charakteristický pro každý materiál [Pa·m1/2]
K Konstanta úměrnosti (kinetická konstanta) [m2·s-1]
K Koeficient intenzity napětí [Pa·m1/2]
Kc Kritická hodnota koeficientu intenzity napětí [Pa·m1/2]
Kmax Maximální hodnota koeficientu intenzity napětí [Pa·m1/2]
KIc Lomová houževnatost [Pa·m1/2]
K0 Celková exponenciální konstanta [m2·s-1]
KV Nárazová práce [J]
11
L Délka svarové housenky [m]
Lc; LD Charakteristické rozměry svarové lázně [m]
m Hmotnost [kg]
N Počet cyklů [-]
Np Počet cyklů do porušení [-]
P Výkon zdroje [W]
P1;P2 Deformace pásnice [m]
q Součinitel vrubové citlivosti [-]
Q Tepelný příkon [J·mm-1]
Q Aktivační energie potřebná k růstu zrna [J·mol-1]
Qv Měrné vnesené teplo [J·m]
r Střední poloměr částic bránících pohybu hranic zrn [m]
R Asymetrie cyklu [-]
R Rádius [m]
R Plynová konstanta [J·K-1·mol-1]
Rkrit Mezní rozměr zrna vyjádřený kritickým poloměrem zrna [m]
Ra Střední drsnost povrchu [m]
Re Mez kluzu [Pa]
ReH Horní mez kluzu [Pa]
Rm Mez pevnosti [Pa]
Rp0.2 Smluvní mez kluzu [Pa]
s Tloušťka materiálu [m]
S1;S2 Deformace stojiny [m]
t Čas [s]
T Teplota [°C]
TGC Teplota hrubnutí zrna [°C]
Trs Teplota rekrystalizace [°C]
U Svařovací napětí [V]
U0 Napětí naprázdno [V]
vs Rychlost svařování [m·s-1]
α Součinitel tvaru [-]
α Materiálová konstanta [-]
β Vrubový součinitel [-]
12
εt Trvalá deformace [-]
η0 Účinnost přenosu elektrického oblouku [-]
σ Skutečné napětí [Pa]
σa / σA Amplituda napětí [Pa]
σc Mez únavy [Pa]
σch Mez únavy tyče hladké [Pa]
σcv Mez únavy tyče vrubované [Pa]
σd Dolní napětí [Pa]
σh Horní napětí [Pa]
σhc Mez únavy při míjivém namáhání [Pa]
σKt Mez kluzu v tahu [Pa]
σm Střední napětí [Pa]
σn Časová mez únavy [Pa]
σ0 Napětí, při kterém dochází v materiálu k pohybu dislokací [Pa]
σPt Mez pevnosti v tahu [Pa]
σu Mez úměrnosti [Pa]
σv Výsledné napětí [Pa]
13 Zkratka Význam
GMAW Gas Metal Arc Welding (USA) GTAW Gas Tungsten Arc Welding (USA)
H Válcování nahrubo
HV Tvrdost materiálu měřená ve stupnici Rockwell IIW International Institute of Welding
Mezinárodní svářečský institut
K Dokončovací válcování
MAG Metal Active Gas (NE)
Svařování tavící se kovovou elektrodou v aktivním plynu
PA Poloha svařování
S-N *Wöhlerova křivka
TIG
TungstenInertGas (ENG)
Svařování netavící se wolframovou elektrodou v inertním plynu
TMZ Termomechanické zpracování TOO Tepelně ovlivněná oblast TUL Technická univerzita Liberec WIG Wolfram-Inertgasschweinßen (NE)
WPS Welding procedure specification (Svářečský protokol)
Poznámky:
WIG - německé značení metody TIG.
GMAW - americké značení metody MIG/MAG.
GTAW - americké značení metody WIG.
* V anglosaské literatuře označována jako S-N křivka (S–Stress = napětí, N = počet cyklů)
14
1 Úvod
Jemnozrnné oceli jsou v dnešní době velice upřednostňovaným typem materiálu mezi konstrukčními ocelemi. K jejich hlavním přednostem patří vysoké mechanické vlastnosti navzdory nízkému počtu legujících prvků. Oproti tomu se může jako nevýhoda jevit energetická náročnost při jejich výrobě. Přesto však je tato ocel velice hojně využívána a to na ocelové konstrukce, v chemickém průmyslu na různé tanky, netlakové i tlakové nádoby, ale své uplatnění nalezne i v automobilovém průmyslu a v nákladní dopravě při výrobě například podvozků a rámů. Nevyjímaje součásti důlních strojů a zařízení, jako jsou korečkové rypadla. Z tohoto pohledu je zapotřebí se o těchto ocelích dozvědět více informací.
Tvar součásti, nebo zařízení, je v technické praxi jedním z nejdůležitějších vstupních aspektů, které musíme brát v úvahu při návrhu a dimenzování konkrétní součásti, resp. zařízení. Ne jen tvar, ale i další vlivy, typu prostředí kde bude součást instalována a provozována, způsob používání, údržba apod. jsou nesmírně důležité.
Výsledkem je vždy bezpečnost provozu a zdraví osob. Proto správná predikce všech vstupních údajů nesmí být podceňována. Úzká spjatost s bezpečností je i samotná životnost součásti. Životnost je důležitý pojmem, který nám udává zaručenou dobu použitelnosti dané součásti či zařízení, na kterou byla navržena při požadované bezpečnosti provozu. K tomu je zapotřebí znát a mít přehled o problematice výroby a zatěžování součásti.
Záměrem této diplomové práce je zjištění, jaký je rozdíl v únavové životnosti mezi svarovými spoji provedenými na jemnozrnné oceli S700MC - základním materiálem a neovlivněným materiálem téhož druhu. Budou proto vytvořeny svařence, na kterých budou provedeny oboustranné koutové svary obloukovou metodou svařování MAG, které budou dále technologicky modifikovány a posléze vystaveny cyklickému namáhání. Dalším cílem práce je snaha o posouzení dílčích aspektů, mezi něž patří například vliv deformace po svařování na změny únavové životnosti svarových spojů.
Výsledkem diplomové práce bude naměření, porovnání a zhodnocení získaných Wöhlerových křivek. Ty by měly dále posloužit jak v oblasti teoretického posouzení vlivu svařování na únavovou životnost, tak zejména v technické praxi
15
a ve výrobě technologům a konstruktérům, pro relevantní návrh konstrukčního řešení a následných technologických postupů tvorby svarových spojů.
16
2 Teoretická část
Mechanické vlastnosti u nelegovaných konstrukčních uhlíkových ocelí jsou určovány především obsahem uhlíku a manganu. Obecně se nechá říci, že jsou zpevněny dodáním legujících prvků především substitučním a intersticiálním mechanismem.
Zvýšení meze kluzu a meze pevnosti nelegovaných konstrukčních ocelí, při zachování jejich dobré houževnatosti a současně potlačení vlivu uhlíku na jejich svařitelnost, lze dosáhnout jejich dolegováním malými obsahy prvků jako Al, Ti, Nb a V. Působení těchto prvků spočívá v umožnění vzniku jemnozrnné struktury a navíc svou vazbou na uhlík a dusík formou precipitačního zpevnění zvyšují pevnostní vlastnosti materiálů. Tyto oceli nazýváme jemnozrnné. S ohledem na velmi malá množství těchto legujících prvků, běžně jsou limitovány hodnotami – Al min. 0,015 hm.%, Ti max. 0,15 hm.%, V max. 0,1 hm.% a Nb max. 0,04 hm.% (celkové množství legur se pohybuje v rozmezí 0,15 až 0,25 %), jsou tyto materiály označované jako mikrolegované jemnozrnné oceli.[9]
Tyto prvky vytváří v oceli karbidy (C), nitridy (N) a karbonitridy (CN), které příznivě ovlivňují velikost zrn a navíc svou vazbou na uhlík a dusík snižují jejich obsah v oceli a tím zlepšují svařitelnost, resp. snižují náchylnost na deformační stárnutí.[6] V případě hliníku to je nitrid AlN. Titan tvoří karbid TiC, nebo karbonitrid Ti (CN) a nitrid TiN. Niob vytváří karbid NbC, nebo karbonitrid Nb (C,N) a vanad karbid V4C3 nebo karbonitrid V (C,N).[10]
Z klasických konstrukčních svařitelných ocelí, systematickým zvyšováním meze kluzu, byly vyvinuty nízkolegované, jemnozrnné materiály s vyšší pevností. Vznikla skupina svařitelných vysokopevných ocelí, v anglosaské literatuře označovaných HSS (High Strenght Steel). Tyto oceli jsou ve výrobních programech všech světových producentů. Podstatou výroby jemnozrnných ocelí je jejich termomechanické zpracování (TMZ) při řízeném válcování.[9]
V zásadě je lze začlenit do 4 skupin:[9]
1) Vysokopevnostní konstrukční oceli, 2) otěruvzdorné oceli,
17 3) pancéřové oceli,
4) nástrojové oceli.
Vysoké pevnostní charakteristiky těchto ocelí mohou v aplikacích přinést, jednak řadu úspor materiálů, ale také zcela nová řešení namáhaných uzlů.[9]
2.1 Podstata zpevnění jemnozrnných ocelí
Jak je již patrné z názvu kapitoly, podstata zpevňování jemnozrnných ocelí spočívá v mnoha mechanismech, avšak vždy se stejným cílem a to v dosažení co nejemnější velikosti zrn. Jemnozrnná struktura v ocelích má za následek zvýšení mechanických vlastností hranicemi zrn, především hodnoty meze kluzu a meze pevnosti. Mezi nejznámější mechanismy zpevňování jemnozrnných ocelí patří legování jinými prvky - intersticí a substitucí atomů, precipitačním mechanismem a již zmíněnými hranicemi zrn.
2.1.1 Zpevnění substitučním a intersticiálním mechanismem
Rozpustí-li se atomy příměsí v tuhém roztoku, vytváří se kolem nich pole napětí za předpokladu, že způsobí distorzi mřížky železa. K tomu dochází díky odlišnému rozměru atomů příměsí a atomů tvořících tuhý roztok. Atomy mohou jednak nahrazovat atomy mřížky v jejích polohách (substituční zpevnění) nebo v určitých prostorách mezi atomy mřížky (intersticiální zpevnění).[20]
Substitučně rozpuštěnými atomy je pohyb dislokací brzděn v důsledku interakce napěťového pole způsobeného distorzí mřížky s napěťovým polem dislokace – dochází k tzv. pružné rozměrové interakci. V případě, že se atomy základního a legujícího prvku neliší velikostí, ale pouze modulem pružnosti ve smyku, nedochází k distorzi mřížky, ale pohyb dislokací je přesto ztížen v důsledku tzv. pružné modulové interakce.
V případě substitučního zpevnění feritu v nelegovaných ocelích přispívají nejvíce atomy fosforu, křemíku a manganu. Při intersticiálním zpevnění přispívají ke zpevnění atomy uhlíku, dusíku a bóru. Zpevňující účinek legujících substitučních prvků se vždy překrývá s vlivem intersticiálních prvků. Z obr. 1 je zřejmé, že tyto prvky zpevňují ferit intenzivněji, než prvky substituční. Jejich zpevňující účinek však nelze využít, protože současně zhoršují svařitelnost a zvyšují tranzitní (přechodovou) teplotu. Proto bývá obsah uhlíku v těchto ocelích nižší než 0,2 %.[20]
18
Obrázek 1 - Cizí atom v substituční a intersticiální poloze [20]
2.1.2 Precipitační zpevnění
Základním mechanismem precipitačního zpevnění je rozpad přesyceného tuhého roztoku. K rozpadu tuhého roztoku dochází, dojde-li k jeho přesycení rozpuštěnou složkou při změně teploty. K rozpadu tuhého roztoku může dojít pomocí tří odlišných mechanismů, které jsou určující pro výsledné vlastnosti materiálu. Jedná se o segregaci, vznik Widmannstättenovy struktury a precipitaci. Segregací je označován pochod, při němž dochází k vylučování nové fáze za podmínek blízkým rovnovážným. Probíhá při poměrně vysokých teplotách, kde je dostatečně účinná difúze a k vyloučení nové fáze tedy dochází především na hranicích zrn tuhého roztoku α. Při větším přechlazení dochází již k omezení difúzních pochodů a nová fáze se vylučuje pouze v určitých rovinách tuhého roztoku. Vzniká Widmannstättenova struktura. Při velmi výrazném přechlazení vzniká značně přesycený tuhý roztok. Rozpad tohoto přesyceného nestabilního roztoku za nízkých teplot, kdy difúze atomů je velmi omezená, se označuje jako precipitace. Precipitace nové fáze se sice uskutečňuje v celém objemu zrna, ale i zde existují určité energeticky výhodnější roviny pro její tvorbu. Precipitované částice jsou velmi malé a jejich disperznost roste se zmenšující se difúzní schopností atomů přísady při dané teplotě. Právě velikost, množství a v neposlední řadě tvar precipitovaných částic má zásadní vliv na konečné vlastnosti materiálu. Za hlavní příčinu zvýšení pevnosti a tvrdosti při precipitačním rozpadu tuhého roztoku je tedy považováno tzv. disperzní vytvrzení, jež je založeno na blokování skluzových rovin drobnými, většinou tvrdými částicemi vzniklými precipitací. Tvrdé precipitované částice nemohou pohybující se dislokace prorazit. Je-li působící napětí dostatečně
19
veliké, pak se dislokace při srážce s takovouto překážkou nezastaví, ale obejde ji a uzavře. Napětí potřebné k tomu, aby dislokace obešla tvrdou kulovou překážku o průměru d je dáno rovnicí (1):[7,17]
𝜎 ≈ 0,298 ·𝐺 · 𝑏 𝑑𝐿 · ln(
√2
3· 𝑑
𝑏 ) (1)
Kde:
σ - je skutečné napětí [MPa]
G - je modul pružnosti ve smyku [MPa]
b- je velikost Burgrsova vektoru [-]
dL - je vzdálenost dvou sousedících překážek [μm]
d - je průměr překážky [mm]
S rostoucím počtem dislokačních smyček roste napětí potřebné pro další pohyb dislokací a vytváření nových smyček. Tímto způsobem se zvyšuje mez kluzu, ale také hodnota přechodové teploty mezi tvárným a křehkým porušením (lomem) materiálu.
Negativním jevem při precipitačním vytvrzení tedy může být nejen snížení tvárnosti, ale i zvýšení náchylnosti ke křehkému porušení. Příčinu zkřehnutí materiálu při precipitaci lze spatřit ve změně vlastností hranic zrn.[7,17]
2.1.3 Zpevnění na hranicích zrn
Volnému pohybu dislokací v materiálu brání kromě strukturních vad (Lomerovy-Cottrellovy bariéry, dislokační les aj.) také hranice jednotlivých zrn, popřípadě subzrn, jak schematicky ukázáno na obr. 2.[27]
Obrázek 2 - Hromadění dislokací ve skluzové rovině před hranicí zrna [27]
20
To můžeme mít za následek omezení působení zdroje až do jeho zastavení.
Energie se může přenést na dislokace v sousedním zrnu, může vyvolat skluz v jiných rovinách v daném zrnu je skluz zpomalován (zpevnění).[27]
Vliv jemnosti mikrostruktury oceli na její deformační chování studovali např.
Gensamer a kol. Svými výsledky dokázali, že zjemněním zrna dochází k výraznému zvýšení počtu přirozených překážek pro pohyb dislokací. Pro polyedrické struktury lze toto zpevnění vyjádřit Hall-Petchovou rovnicí (2).[7,17,19]
Vliv velikosti zrna na mez kluzu Re - Hall-Petchova rovnice:[19]
𝑅𝑒 = 𝜎0+ 𝑘 · 𝐷𝑠𝑡ř𝑒𝑑𝑛í−1/2 (2)
Kde:
Re - je mez kluzu [MPa]
σ0 - je napětí, při kterém dochází v materiálu k pohybu dislokací [MPa]
k - je koeficient zpevnění charakteristický pro každý materiál [MPa·m1/2]
Dstřední - je střední (průměrná) velikost zrna [μm]
Rovnice (2) platí s dostatečnou přesností i pro výpočet horní meze kluzu ReH, popř. smluvní meze kluzu Rp0.2. Hodnoty napětí σ0 a součinitele k jsou závislé na struktuře materiálu, množství přísady a deformačních podmínkách. Pro materiály s jehlicovitou strukturou (martenzit, horní bainit), nebo deskovitou strukturou (dolní bainit) je velikost zpevnění dána rovnicí (3) upravenou Langfordem a Cohenem na tvar.
Vliv velikosti zrna na mez kluzu Re - Langford-Cohenen:[19]
𝑅𝑒 = 𝜎0+ 𝑘 · 𝐷𝑠𝑡ř𝑒𝑑𝑛í−𝑛 (3)
Dstřední je střední rozměr zrn, ve kterých dochází k hromadění dislokací.
Pro martenzitickou strukturu je Dstřední rozměr buněk dislokačního martenzitu a součinitel n = 1.[7,17,19]
21
2.2 Jemnozrnné oceli a jejich vlastnosti
Oceli jsou podle použití a mechanických nebo fyzikálních vlastností klasifikovány dle ČSN EN 10027-1. Jemnozrnné oceli jsou dle ČSN EN 10027-1 a podle způsobu jejich výroby označovány následujícími doplňkovými písmeny:[6,10,11,26]
normalizačně žíhané jemnozrnné oceli (A)
zušlechtěné jemnozrnné oceli (Q)
termomechanicky zpracované jemnozrnné oceli (M) 2.2.1 Normalizačně zpracované a zušlechtěné jemnozrnné oceli
Normalizačně zpracované oceli mají svůj základ ve výrobě jemnozrnných normalizačně zpracovaných ocelí s hodnotou meze kluzu od 255 do 500 MPa, ze kterých jsou vyráběny plechy o následujících obsazích prvků: 1,70 hm.% Mn, 0,30 hm.% Cr, 0,10 hm.% Mo, do 1 hm.% Ni, do 0,22 hm.% V s tím, že součet niobu, titanu a vanadu nepřesáhne 0,22 hm.%. Oceli jsou normalizačně žíhané v rozsahu teplot 880 až 960 °C. Žíhání na odstranění zbytkového napětí je uskutečněno za teplot 530 až 600 °C. Průběh tepelného zpracování mikrolegovaných jemnozrnných ocelí po válcování je na obr. 3.[6,10,11]
Zušlechtěné jemnozrnné oceli, reps. novodobé vysokopevné oceli jsou vyráběny v zušlechtěném stavu (kalením a popouštěním). Zušlechtění lze dosáhnout u oceli s nízkým obsahem uhlíku (obdobné chemické složení, jako je tomu u normalizačně zpracovaných ocelí) vznikem nízkouhlíkového martenzitu – po kalení nastávají vysoké hodnoty meze kluzu. V závislosti na hodnotě meze kluzu jsou oceli legovány slitinovými prvky jako: Ni, Cr, Mo a V. Podobné chemické složení a podobný způsob tepelného zpracování dělají z vysokopevných konstrukčních ocelí obdobu ocelí otěruvzdorných. V obou případech se většinou jedná o kalené ocelové plechy s nízkým obsahem uhlíku a legujících prvků tak, aby při vysokých hodnotách pevnosti (respektive tvrdosti) byla zajištěna jejich technologičnost, zejména svařitelnost.
Hlavní rozdíl při výrobě těchto dvou skupin ocelí je v závěrečné fázi tepelného zpracování – popouštění.[6,10,11]
22
Obrázek 3 - Mikrolegované jemnozrnné oceli po válcování tepelně zpracované [11]
a) - normalizačním žíháním "A"
b) - zušlechtěním "Q"
Zatímco se otěruvzdorné oceli po kalení nepopouštějí nebo se popouštějí jen na nízké teploty (cca 200 °C), vysokopevné konstrukční oceli se popouštějí na vysoké teploty (cca 600 °C). Vyšší popouštěcí teplotou vznikne ve vysokopevných konstrukčních ocelích jiná rovnováha mezi pevností a houževnatostí – úroveň houževnatosti je povýšena na úkor pevnosti. V současné době můžeme rozdělit vysokopevnostní konstrukční oceli do dvou hlavních skupin:[6,10,11]
1) Do úrovně meze kluzu Re = 500 MPa včetně, jsou tyto oceli nekalené, jsou zahrnuty v EN 10 113. V označení SSAB Oxelösund jde pak o ocelové plechy WELDOX 420-500 (uvedené číslo znamená zaručovanou hodnotu meze kluzu).[11]
2) Kalené „pravé“ vysokopevnostní oceli pak mají mez pevnosti Rm od 690 MPa a jsou zahrnuty v EN 10 137. V označení WELDOX jsou to pak stupně 700, 900 a 960.[11]
Zásadní rozdíl v mechanických vlastnostech mezi „klasickou“ konstrukční ocelí (S) a vysokopevnými ocelemi je zejména v mezi kluzu a mezi pevnosti. Ostatní
23
zaručované mechanické vlastnosti (tažnost a vrubová houževnatost) zůstávají na přibližně stejné úrovni.[6,10,11]
2.2.2 Termomechanicky zpracované jemnozrnné oceli
Jako nejstarší typ termomechanického zpracování je označováno řízené válcování mikrolegovaných ocelí, podmíněné pečlivým řízením struktury austenitu během deformace za tepla, takže austenit transformuje na jemnozrnný ferit, který je finální strukturou válcovaného produktu. Základním cílem termomechanického zpracování bez ohledu na tvar produktu je tedy řízení mikrostrukturních změn během deformace za tepla a při ochlazování.[8]
Hlavní rozdíl mezi konvenčním válcováním za tepla (conventional hot rolling – CHR) a různými formami termomechanického zpracování je znázorněn na obr. 4.[8]
Obrázek 4 - Porovnání procesů termomechanického zpracování založené na kritické teplotě austenitu, transformačních teplotách a operaci hrubého a dokončovacího
válcování [8]
A - konvenční válcování za tepla; B - konvenční řízené válcování; C - interkritické řízené válcování, D - rekrystalizační řízené válcování; TAc3 - teplota, kdy dojde při ohřevu k úplné transformaci feritu na austenit, TAr1 - teplota, kdy je dokončena transformace austenitu na ferit nebo na ferit a cementit po ochlazení, TAr3 teplota, při které začíná transformace austenitu na ferit při ochlazování, Trs - teplota zastavení rekrystalizace, TGC - teplota hrubnutí zrna; H - hrubé válcování; K - konečné válcování Pozn. teplota hrubnutí zrna, je definována jako teplota, nad kterou dochází ke zhrubnutí zrna sekundární rekrystalizací, a odpovídá teplotě, při níž rozpuštěné precipitáty už neomezují růst zrn [8]
24
Metoda popsaná jako A na obr. 4 je konvenční válcování za tepla, které ukazuje předehřev, hrubé válcování a dokončovací válcování, jež se provádí při nejvyšších možných teplotách s cílem dosáhnout co nejsnadněji výsledného úběru. Na rozdíl od CHR procesy TMP zahrnují speciální postupy, při kterých se řídí vývoj mikrostruktury austenitu během válcování za tepla. Například pokud se válcování za tepla provádí pod teplotou rekrystalizace Trs, austenitická zrna se vysoce protahují a při dostatečně velké deformaci se vyplňují defekty typu dvojčatění a deformační pásy.
Austenitická zrna s velkým množstvím defektů uvnitř krystalické mřížky při ochlazování potom transformují na velmi jemná feritická zrna. Tato technika je nazývána jako konvenční řízené válcování (conventional controlled rolling – CCR) – metoda B na obrázku 4.[8]
Interkritické válcování (metoda C na obr. 4) se provádí při teplotách v oblasti feritu a austenitu. Dosahuje se tak velmi jemného feritu a transformace zbytkového austenitu.[8]
Typ řízeného válcování za tepla, kdy jsou válcovací teploty dostatečné k tomu, aby probíhala rekrystalizace, (deformovaná zrna se mění v jiná, jež se od původních liší ve velikosti) je označován jako válcování za tepla s řízenou rekrystalizací (RCR – recrystallization controlled rolling). Tento způsob TMP zahrnuje opakovanou rekrystalizaci austenitu jak během hrubého válcování, tak při doválcování nad teplotou zastavení rekrystalizace – metoda D na obr. 4. Úspěšnost technologie spočívá ve zjemnění austenitického zrna úplnou rekrystalizací v čase po každém deformačním průchodu a závisí nejenom na dosažení jemné austenitické struktury opakovanou rekrystalizací, ale také v potlačení mechanismů zhrubnutí zrna.[8]
K dalším metodám patří například řízené válcování s dynamickou rekrystalizací (DRCR), kdy je vyžadována redukce až 100 %, aby bylo umožněno proběhnutí rekrystalizace v celém průřezu profilu během deformace (dynamická rekrystalizace) nebo bezprostředně po deformaci (metadynamická rekrystalizace). Metody CCR a DRCR jsou vhodné pro produkty s tenkým příčným průřezem.[8]
Jinou koncepcí je tzv. warm rolling – válcování za snížené teploty (viz překlad spojení hot forming – do češtiny překládáno jako tváření za tepla, a překlad spojení warm forming – překládáno někdy nejasným výrazem tváření za polotepla), kdy jsou
25
dokončovací válcovací teploty v oblasti vyšších teplot výskytu feritu a využívá se toho, že ferit je při dané teplotě „měkčí“ než austenit při téže teplotě. Nahrazuje válcování za studena s následným žíháním.[8]
2.2.3 Termomechanické faktrory
Návrh termomechanického zpracování je založen na předpisu předehřívací teploty, počtu deformačních stupňů, a dále v předepsání teploty, velikosti deformace (strain, obvykle effective strain, což je nutno odlišovat od pojmu deformation, kdy „strain“ představuje vnitřní deformaci, zatímco „deformation“ změnu tvaru a rozměrů) a rychlosti deformace (strain rate) v každém deformačním stupni. Dále jsou přesně předepsány časy prodlev mezi každou deformační etapou a nakonec je součástí technologického předpisu rychlost a způsob ochlazování z poslední deformační fáze za tepla (z doválcovací teploty) na pokojovou teplotu.[8]
Při definování termomechanických faktorů se vychází z klasické teorie tváření, kdy je nutné číselně definovat nejenom teplotu a čas, ale také stupeň deformace a rychlost deformace („pozor, nelze ji zaměňovat za rychlost otáčení válců nebo podobou veličinu, vyjádřenou v mm·s-1 – jednotkou rychlosti deformace je s-1“).[8]
Obrázek 5 - Příklad komplexního systému modelů úplného TMCP [8]
Termomechanické faktory jsou definovány v souvislosti se strukturními procesy, takže je nutná jejich velmi dobrá teoretická znalost. V případě dostatečně
„homogenního procesu“ se lze spokojit se stanovením střední – průměrné – hodnoty
26
teploty, deformace nebo rychlosti deformace. Je ovšem všeobecně známo, že žádný reálný technologický proces není homogenní. Proto jsou od devadesátých let minulého století pro plánování termomechanického zpracování běžně využívány numerické modely, které definují přípustný rozsah termomechanických faktorů s ohledem na probíhající strukturní děje. Návrh válcovacího postupu je velmi komplikovaný také proto, že některé termomechanické parametry jsou vzájemně spřažené (například teploty válcování jsou závislé jak na deformaci, tak na rychlosti deformace).[8]
2.3 Svařitelnost jemnozrnných ocelí
Při svařování jemnozrnných mikrolegovaných ocelí se může očekávat růst zrn v tepelně ovlivněné oblasti svarových spojů (TOO) a tím i pokles mechanických a plastických vlastností v této oblasti. Svařování probíhá pokud možno bez předehřevu a s omezeným tepelným příkonem při svařování. V případě nutnosti použití předehřevu postačí obvykle teploty v rozmezí 100 až 150 °C. Svařitelnost termomechanicky zpracovaných ocelí je podobná jako svařitelnost konvenčně tepelně zpracovaných ocelí stejného chemického složení. Pracovní postup musí být při svařování jemnozrnných zvláště termomechanicky zpracovaných ocelí veden tak, aby nedošlo procesem svařování k nepříznivému snížení vlastností spoje v tepelně ovlivněné oblasti (TOO).
Doporučuje se svařovat přídavnými materiály s co nejmenším průměrem, menšími průměry elektrod (elektrodovými dráty), menšími proudy a větší postupovou rychlostí s tepelným příkonem do 10 kJ·cm-1. Při stehování se svařuje housenkami delšími než 50 mm, které se znovu převaří, z důvodu vzájemného vyžíhání TOO a již navařené housenky, za současného snížení obsahu difúzního vodíku na minimum.[6]
K zajištění vysoké kvality svarových spojů jemnozrnných ocelí je nutné věnovat pozornost vlivu:[6]
Chemického složení základního materiálu.
Svařované tloušťky.
Obsahu vodíku ve svarovém kovu.
Tepelného příkonu při svařování.
Stavů napjatosti, tvořící se při svařování.
27
Pro svařování vysokopevných jemnozrnných ocelí se v první řadě používají následující metody svařování:[6,26]
Ručně obalenými elektrodami (111 dle ISO 4063).
Svařování el. obloukem v ochranné atmosféře - MAG (135 dle ISO 4063).
Používané přídavné materiály:[6,26]
Obalené elektrody.
Plné a plněné dráty (s kovovým práškem) ve spojení s aktivními plny.
Plné a plněné dráty v kombinaci s tavidlem.
2.3.1 Uhlíkový ekvivalent
Při posuzování svařitelnosti uhlíkových ocelí (nízkolegovaných ocelí) je nutné znát tzv. uhlíkový ekvivalent Cekv. Uhlíkových ekvivalentů existuje více. Jedním z nejčastěji využívaných je vzorec stanovený mezinárodním svářečským institutem IIW.[12,15]
Výpočet uhlíkového ekvivalentu Cekv:[12]
𝐶𝑒𝑘𝑣= 𝐶 +𝑀𝑛
6 +𝐶𝑟 + 𝑀𝑜 + 𝑉
5 +𝐶𝑢 + 𝑁𝑖
15 (4)
Kde:
Cekv - je uhlíkový ekvivalent [hm. %]
Ekvivalent uhlíku Cekv by se měl pohybovat v rozsahu 0,30až 0,70.[11]
Je-li Cekv ≤ 0,45 hm.% a zároveň platí, že C ≤ 0,20 hm.% a svařovaná tloušťka s ≤ 25 mm, nejsou nutné při svařování žádná zvláštní opatření. Není-li splněna některá z podmínek, je nutné použít zvláštní opatření - předehřev. V nejzazším případě může být upravena konstrukce svařence.[12,15]
Stanovení hodnot předehřevu je závislé na přesném chemickém složení základního materiálu, uvedeného v ČSN EN 10204, uhlíkovém ekvivalentu a na chemickém složení svarového kovu, které by se při sníženém obsahu uhlíku mělo blížit chemickému složení svařovaného základnímu materiálu.[12,15]
Pokud jsou svařovány oceli s rozdílnými uhlíkovými ekvivalenty uhlíku, má být použita technologie svařování podle vyšší hodnoty uhlíkového ekvivalentu.[12,15]
28 2.3.2 Tepelně ovlivněná oblast
Hlavní vliv na mechanické vlastnosti oceli mají prvky: uhlík, mangan a křemík.
Konstrukční oceli obsahují uhlík maximálně do 2,0 hm. %, pro běžné ocelové konstrukce kolem 0,2 hm. %. Při rovnovážném chladnutí austenitu ocel přechází na směs feritu a cementitu. Struktura střídavých vrstev feritu a cementitu v jednom zrnu se nazývá perlit. Tloušťka jednotlivých vrstev je závislá na rychlosti ochlazování.
Rychlé ochlazení vede k vytvoření tenkých vrstev, které jsou blízko u sebe, zatímco pomalé ochlazení vytvoří mnohem hrubší strukturu s malou houževnatostí.[22]
Pokud je ochlazení velmi rychlé, nestihne se vytvořit jemná struktura perlitu, ale vznikne velmi tvrdá nepravidelná struktura martenzitu v podobě různě směrovaných tenkých jehliček. Na obr. 6 je schematicky naznačeno, jak vypadá velikost zrn v TOO.[22]
Obrázek 6 - Tepelně ovlivněná oblast (TOO) [22]
2.3.3 Kinetika růstu austenitického zrna v tepelně ovlivněné oblasti
Velikost zrna je významným materiálovým parametrem ovlivňujícím nejen křehkolomové a pevnostní vlastnosti, ale také průběh transformačních pochodů,
29
creepovou a únavovou odolnost, nebo elektrické a magnetické vlastnosti. Například vliv velikosti zrna na mez kluzu Re je dán Hall-Petchovou rovnicí (2).[19]
Termodynamickou hnací silou růstu zrn je snížení Gibsovy volné povrchové energie na hranicích zrn. Při zvýšených teplotách jsou menší zrna postupně pohlcována zrny rostoucími, proto celkový počet zrn klesá. Postupným snižováním plochy pohlcovaných zrn se zároveň snižuje i celková povrchová energie, což přispívá k dalšímu růstu zrn. Při růstu zrna se uplatňují následující základní pravidla:[19]
K růstu zrn dochází pohybem hranic zrn a ne srůstáním.
Pohyb hranice zrna je přerušovaný a směr pohybu se může náhle změnit.
Zrno může růst do jiného na úkor jeho objemu.
Míra spotřeby zrn na úkor jiných se často zvyšuje, když jsou zrna téměř spotřebována.
Zakřivená hranice obvykle migruje ke svému středu křivosti.
Pokud se hranice zrn jedné fáze setkávají v úhlech jiných než 120 stupňů, zrna s hranicí s ostrým úhlem se spotřebují tak, aby se úhel blížil 120 stupňům.
Růstem vybraných zrn, při němž dochází k pohlcení menších zrn, se v průběhu času zvětšuje průměrná velikost zrna. Proto je střední průměr, nebo středí plocha zrna používána jako míra velikosti zrna u slitin. Základní výpočty predikující velikost zrna vycházejí z rovnice (5) ideálního růstu zrna.[19]
Rovnice ideálního růstu zrna:[19]
𝐷2− 𝐷02= 𝐾 · 𝑡 (5)
Kde:
D - je aktuální velikost zrna [μm]
D0 - je počáteční velikost zrna [μm]
K - je konstanta úměrnosti (kinetická konstanta) závislá na teplotě
ohřevu a aktivační energii [m2·s-1]
t - je čas výdrže na dané teplotě [s]
Tato rovnice je využívána především při výpočtech, kdy je předpoklad že systém nemá žádné vady a neobsahuje precipitáty a růst zrn je řízen pouze difúzí. V případech, kdy se v materiálech objevují mechanismy zpomalující kinetiku růstu austenitického
30
zrna, se rovnice ideálního růstu zrna zobecňuje nahrazením exponentu rovného dvěma variabilním exponentem m, tak jak je ukázáno v rovnici (6). Rovnice (7) definuje vztah mezi konstantou úměrnosti K a teplotou T, při níž dochází k růstu zrna.[19]
𝐷𝑚− 𝐷0𝑚 = 𝐾 · 𝑡 (6)
Kde:
m - je proměnný exponent závislý na kinetice růstu zrna [-]
𝐾 = 𝐾0· 𝑒𝑅·𝑇−𝑄 (7)
Kde:
K0 - je celková exponenciální konstanta, která je získaná
experimentálně společně s aktivační energií [m2·s-1] Q - je aktivační energie potřebná k růstu zrna [J· mol-1]
R - je plynová konstanta [J·K-1·mol-1]
T- je teplota výdrže [°C]
Bylo experimentálně prokázáno, že hodnoty exponentu m leží v rozmezí hodnot 2 až 5. V ideálním případě je růst zrn řízen pouze difúzí. V takovém případě je exponent m = 2 a pro výpočet je použita rovnice ideálního růstu zrna (5). Dále může být růst zrn řízen například difúzí společně s precipitační fází v rostoucích zrnech, potom je exponent m = 3. Pokud se projevuje společný účinek precipitace a difúze podél hranic zrn, pak je exponent m = 4. V případě, že je růst zrn ovlivněn především precipitací, exponent se blíží k hodnotě m = 5.[19]
Experimentálně bylo zjištěno, že k částečnému růstu zrn dochází již po dosažení transformační teploty. Zřetelný růst je však zřejmý až při teplotách převyšujících 900 °C. Velikost austenitického zrna je přímo závislá na teplotě expozice a době výdrže na dané teplotě, přičemž s rostoucí teplotou se zároveň zvyšuje kinetika růstu zrna.
Přitom ale existuje řada faktorů omezujících růst zrna a zpomalujících kinetiku jeho růstu. Nejčastěji se jedná o zpomalení růstu z důvodu přítomnost dalších částic bránících pohybu hranic zrn. Jedná se především o velmi malé oxidy, sulfidy, nitridy, karbidy nebo silikátové částice.[19]
Tyto částice již mohou být v materiálu přítomny, nebo se vylučují podél hranic zrn při expoziční teplotě. Díky nim vznikají na hranicích tzv. zadržovací (Zenerovy)
31
síly, působící proti směru růstu zrna. Díky tomu lze stanovit mezní rozměr zrna, pro nějž platí, že hnací síla růstu zrna je zde v rovnováze se Zenerovými silami.
Tento rozměr je definován Zennerovou rovnicí (8).[19]
Zenerova rovnice:[19]
𝑅𝑘𝑟𝑖𝑡 = 𝐸 · 𝑟 · 𝑓−1 (8)
Kde:
Rkrit - je mezní rozměr zrna vyjádřený kritickým poloměrem zrna [-]
E- je konstanta pro daný typ materiálu [kg·m·s-2] r - je střední poloměr částic bránících pohybu hranic zrn [μm]
f - je objemový podíl těchto částic [-]
Vliv Zenerových sil na fixaci hranic zrn lze pozorovat především při nižších teplotách, kdy jsou přítomny všechny částice bránící pohybu hranic zrn. Při vyšších teplotách dochází k postupnému rozpouštění těchto částic a Zenerovysíly se snižují.[19]
2.3.4 Oblouková metoda svařování MAG
Obloukové svařování tavící se elektrodou v ochraně aktivního plynu - MAG (metoda 135 dle ISO 4063) patří vedle svařování obalenou elektrodou a svařování trubičkovou elektrodou v celosvětovém měřítku k nejrozšířenějším metodám pro svařování nelegovaných a nízkolegovaných ocelí. Hlavními výhodami této metody jsou: efektivita odtavení, široký výběr přídavných materiálů a ochranných plynů, snadná možnost mechanizace a robotizace, velký sortiment vyráběných svařovacích zařízení.[2]
32
Obrázek 7 - Princip svařování tavící se elektrodou v ochranném plynu – MAG 1 - základní materiál; 2 - elektrický oblouk; 3 - svarová housenka; 4 - plynová hubice;
5 - ochranný plyn; 6 - kontaktní průvlak; 7 - přídavný materiál (drát);
8 - podávací kladky; 9 - zdroj proudu [2]
Svařování metodou MAG je založeno na hoření oblouku mezi tavící se elektrodou ve formě drátu a základním materiálem v ochranné atmosféře aktivního plynu. Napájení drátu elektrickým proudem je zajištěno třecím kontaktem (kontaktním průvlakem) v ústí hořáku tak, aby elektricky zatížená délka drátu byla co nejkratší. Drát je podáván podávacími kladkami umístěnými v podavači z cívky o běžné hmotnosti 15 kg. Proudová hustota je u svařování metodou MAG nejvyšší ze všech obloukových metod a dosahuje až 600 A·mm-2 a svařovací proudy se pohybují od 60 A u svařování tenkých plechů drátem o průměru 0,6 - 0,8 mm, až do 800 A u vysokovýkonných mechanizovaných metod svařování. Charakter přenosu kovu obloukem závisí na parametrech svařování a ochranném plynu, přičemž běžný přenos kovu je zkratový pro tenké plechy a bezzkratový pro větší tloušťky plechů. U velmi vysokých proudů se mění charakter přenosu kovu obloukem a vlivem elektromagnetických sil se dosahuje rotujícího oblouku. Teplota kapek se při metodě svařování MAG pohybuje v rozmezí 1700 až 2500 °C a teplota tavné lázně se v závislosti na technologii, parametrech svařování, chemickém složení a vlastnostech materiálu pohybuje mezi 1600 až 2100 °C.
Díky vysokým proudům se svařovací rychlosti blíží hranici 150 cm·min-1 a rychlost kapek přenášených obloukem přesahuje 130 m·s-1. Ochranný plyn se volí podle druhu
33
svařovaného materiálu, ovlivňuje však také přenos kapek v oblouku, rozstřik, rozsah chemických reakcí a teplotní poměry v oblouku.[2]
Typické pro metodu MAG je plochá voltampérová charakteristika svařovacího zdroje viz obr. 8. Při malé změně napětí, je výrazná změna svařovacího proudu.
Z Ohmova zákona je patrné, že vnitřní odpor zdroje je malý.
Obrázek 8 - Voltampérová charakteristika zdroje MIG/MAG
Nejširší uplatnění je v současnosti při ručním a mechanizovaném svařování nelegovaných, nízkouhlíkových a nízkolegovaných ocelí, při použití směsného plynu argonu s oxidem uhličitým.
2.4 Vliv svařovacích parametrů na svarovou lázeň
Tavné svařování obloukovými metodami je charakteristické velkým množstvím proměnných více či méně ovlivňujících výslednou geometrii svarové lázně.
Tyto vstupní parametry je možné rozdělit do třech základních skupin na:[3]
Procesní.
Technologické.
Fyzikálně-chemické.
Kromě svařovacích parametrů a chemického složení je hlavním kritériem svařitelnosti uhlíkových ocelí obsah samotného uhlíku v základní matrici oceli.
Se zvyšujícím se obsahem uhlíku se sice zvyšuje mez pevnosti, mez kluzu a tvrdost, ale plastické vlastnosti se snižují. S rostoucím obsahem uhlíku se také zvyšuje
34
náchylnost uhlíkových ocelí k zakalení při svařování. Tvrdost vznikajícího martenzitu se zvyšuje s rostoucím obsahem uhlíku v oceli.[3]
Ustanovením z praxe bylo odvozeno kritérium maximální přípustné tvrdosti v TOO a svarovém kovu 350 HV. Tato hodnota tvrdosti odpovídá 50 % obsahu martenzitu ve struktuře, při obsahu uhlíku v oceli 0,25 hm. %. Proto je obsah uhlíku ve svařitelných ocelích omezován hodnotou C ≤ 0,25 %.[3]
2.4.1 Vliv velikosti svařovacího proudu na geometrii svarové lázně
Svařovací proud I [A] má ze všech procesních parametrů největší vliv na geometrii svarové lázně. Svařovací proud má značný vliv na způsob přenosu kovu, růst proudové hustoty, tekutost svarové lázně a součinitel tavení. Se vzrůstající hodnotou svařovacího proudu se zvyšuje rychlost odtavování (odtavný výkon), roste gradient teploty a mění se způsob přenosu tepla ve svarové lázni. Díky tomu se zvyšuje rychlost proudění ve svarové lázni, mění se jeho směr a v závislosti na tom roste hloubka protavení. Zároveň se zvyšuje dynamický účinek elektrického oblouku. Mimo zvýšení hloubky protavení, také dochází k mírnému nárůstu převýšení svaru ha a malému zvětšení šířky housenky b. Na obr. 9 je schematicky znázorněn vliv rostoucího proudu na geometrii svarové lázně.[3]
Obrázek 9 - Vliv velikosti svařovacího proudu na tvar svarové lázně he - hloubka závaru; ha - převýšení svaru; b - šířka svarové housenky [3]
Z hlediska kvality svaru je výhodnější menší průměr drátu, protože dává větší počet drobných kapek a kvalita povrchu svarové housenky je velmi dobrá. Co se týče směrové stability výletu drátu a ekonomických nákladů je naopak výhodnější větší průměr drátu, protože vychází levněji. Velikost kapek lze eliminovat využitím impulzního svařování, kde je rozměr kapek řízen vlastním procesem svařování.
35
Při nadměrném zvyšování proudu vzrůstá rozstřik kovu a také možnost nebezpečí protavení svařovaného materiálu.[3]
2.4.2 Vliv svařovacího napětí na geometrii svarové lázně
Svařovací napětí představuje rozdíl potenciálnů mezi drátem elektrody a povrchem svarové lázně. Mění se podle délky oblouku a je závislé na stupni ionizace sloupce oblouku. Na odtavovací výkon má pouze malý vliv. Jak je ukázáno na schematickém obr. 10, s rostoucím napětím se zvětšuje šířka svarové lázně b, klesá hloubka protavení materiálu he a klesá velikost převýšení ha.[3]
Obrázek 10 - Vliv velikosti svařovacího napětí na tvar svarové lázně he - hloubka závaru; ha - převýšení svaru; b - šířka svarové housenky [3]
Napětí na oblouku má také důležitý vliv na dosažení optimálních podmínek samoregulace délky oblouku a dosažení ustáleného pracovního bodu. U metod svařování tavící se elektrodou v ochranném plynu jsou z důvodu samoregulace délky oblouky používány svařovací zdroje s plochou "volt-ampérovou" charakteristikou.
Díky ploché statické charakteristice, zdroje automaticky reagují na změnu délky oblouku. Při zvětšení délky oblouku, resp. při zvýšení napětí na oblouku vyvolaném změnou délky oblouku, se automaticky sníží velikost svařovacího proudu a tím dochází ke snížení rychlosti odtavení a k následnému návratu délky oblouku do optimální polohy. Změna musí být dostatečné rychlá, aby v přiměřeně krátkém čase zaručila potřebnou změnu délky oblouku.[3]
K dosažení kvalitních svarů je třeba zajistit, aby svařovací proces probíhal v tzv. oblasti stability hoření oblouku. Protože je napětí závislé na velikosti proudu, jeho hodnotu nelze nastavit předem a nastavuje se pouze napětí naprázdno U0. Toto napětí zpravidla po zapálení oblouku klesne na hodnotu odpovídající velikosti proudu při daném odporu obvodu.[3]
36
Nadměrně vysoké napětí zvyšuje délku oblouku a propal prvků ve svarové lázni.
Čas styku kapky s obloukem se prodlužuje. Důsledkem toho, je zintenzivnění metalurgických reakcí, které ovlivňují složení svarového kovu. Tím dochází ke změnám mechanických vlastností svarového spoje. Svary jsou více náchylné na pórovitost a zvyšuje se i rozstřik kovu.[3]
Při vysokých hodnotách napětí je svarová lázeň široká, mělká a vzniká nebezpečí předbíhání svarové lázně před oblouk. Naopak příliš nízké hodnoty napětí mají za následek nestabilitu svařovacího procesu, vzniká úzká svarová lázeň s velkým převýšením (především při vysokých rychlostech svařování). Při nízkém napětí dochází k nedokonalému natavení svarových hran a při vícevrstvém svařování dochází k výskytu studených spojů.[3]
Hodnotu svařovacího napětí je možné určit dle normy ČSN EN 60974-1.
Rovnice (9) uvádí výpočet normalizovaného napětí v závislosti na svařovacím proudu.[3]
Výpočet svařovacího napětí:[3]
𝑈 = 14 + 0,05 · 𝐼 (9)
Kde:
I - je svařovací proud [A]
U - je svařovací napětí [V]
2.4.3 Vliv rychlosti svařování na geometrii svarové lázně
Rychlost svařování je dalším ze základních parametrů svařování elektrickým obloukem. Působí opačně než svařovací proud a napětí na oblouku. Zvyšováním rychlosti svařování se snižuje tepelný příkon svařování na jednotku délky svaru, rychleji se odevzdává teplo a zmenšuje se teplo potřebné pro předhřev svarových ploch.
Toto má vliv nejen na tvar a rozměry tavné lázně, ale i na podmínky jejího ochlazování (zvyšuje se rychlost ochlazování svaru).[3]
37
Obrázek 11 - Vliv rychlosti svařování na tvar svarové lázně he - hloubka závaru; ha - převýšení svaru; b - šířka svarové housenky [3]
S rostoucí rychlostí svařování se snižuje šířka svarové lázně b a zároveň roste převýšení svaru ha viz obr. 11. S rostoucí rychlostí svařování se mírně zvětšuje hloubka závaru he, a to až do takové hodnoty svařovací rychlosti, při které se ještě svarové plochy stačí natavovat. Po překročení této hodnoty velikost závaru naopak klesá.
Maximální hloubka protavení lze v závislosti na ostatních veličinách určit pouze experimentálně, pro konkrétní případ v systému základní materiál, přídavný materiál, ochranný plyn. S dalším růstem rychlosti svařování se šířka svarové lázně b dále výrazně zmenšuje velikost převýšení svaru ha roste. Při vysokých rychlostech svařování pak dochází ke vzniku vrubů mezi svarem a základním materiálem. Rychlost svařování má také značný vliv na rozložení napětí a deformací ve svařenci. Při ručním svařování tavící se elektrodou v ochranné atmosféře, se rychlost svařování pohybuje v rozmezí od 0,1 do 0,6 m·min-1. Při strojním svařování může rychlost svařování dosáhnout až hodnoty 1,2 m·min-1. Při rychlostech svařování větších než 0,9 m·min-1 je však již proces na hranici stability a pro tyto rychlosti svařování je třeba provést úpravu nastavení procesních parametrů a nastavení geometrie svařovacího hořáku.
Hodnoty svařovacího proudu jsou zde vyšší než 360 A a rychlost podávání drátu větší než 12 m·min-1 (průměr drátu 1,2 mm).[3]
Hlavní procesní veličiny svařovací proud, napětí a rychlost svařování společně definují jednu z nejdůležitějších veličin využívaných při svařování a tou je hodnota měrného vneseného tepla Qv dle rovnice (10).[3]
38 Výpočet měrného vneseného tepla:[3]
𝑄𝑣= 𝜂0·𝑈 · 𝐼
𝑣𝑠 (10)
Kde:
Qv - je měrné vnesené teplo [J·m]
η0 - je účinnost přenosu tepla v oblouku [-]
I - je svařovací proud [A]
U - je svařovací napětí [V]
vs - je rychlost svařování [ m·s-1]
2.4.4 Vliv druhu a polarity svařovacího proudu
Při svařování tavící se elektrodou v ochranné atmosféře plynu se nejčastěji používá stejnosměrný proud s nepřímou polaritou (elektroda na kladném, základní materiál na záporném pólu zdroje). Při tomto typu zapojení se tvar průřezu svarové lázně vyznačuje zvýšenou hloubkou protavení materiálu, nízkou hodnotou převýšení svaru a relativně širokou svarovou lázní. Teplo vznikající ve sloupci oblouku se z jedné poloviny spotřebovává k natavení základního materiálu a z druhé poloviny k odtavení přídavného materiálu (tavící se elektrody).[28]
Naopak při zapojení přímou polaritou (elektroda na záporném pólu, základní materiál na kladném pólu zdroje) se hloubka protavení snižuje, převýšení svaru roste a dochází ke snížení šířky svarové lázně viz obr. 12.[28]
Obrázek 12 – Druh polarity svařovacího proudu [28]
39
Teplo vznikající ve sloupci oblouku se přibližně ze dvou třetin spotřebuje k natavení základního materiálu a z jedné třetiny k natavení přídavného materiálu.
Při tomto typu polarity se u plného průřezu drátu tvoří na jeho konci rozměrná a stabilní kapka, což se při přenosu kovu projeví zvýšeným rozstřikem. Přímou polaritu je možné využít například při navařování.[28]
2.5 Systém WeldMonitor
Systém WeldMonitor slouží pro monitorování a dokumentaci procesu svařování pomocí snímací techniky. Cílem tohoto systému je zajistit reprodukovatelnost svarových spojů v odpovídající kvalitě. Výsledkem je zefektivnění a optimalizace výroby v oblasti svařování. Systém je složen ze softwarového a hardwarového vybavení.[3,25]
Hardware vybavení systému WeldMonitor
Řídící počítač je přes datové kabely a moduly (obr. 13) propojen k libovolnému svařovacímu zařízení určenému pro obloukové metody svařování.[3,25]
Obrázek 13 - Moduly systému WeldMonitor [25]
40
V základní verzi je systém WeldMonitor vybaven moduly pro monitorizaci aktuálních průběhů svařovacích napětí a proudů. Je možnost jej rozšířit i o další moduly. Těmito moduly je schopnost měřit např. rychlost posuvu a spotřebu svařovaného drátu, rychlost průtoku a spotřebu plynu, který vytváří ochrannou atmosféru, dále pak atmosférické podmínky při svařování - teplota a vlhkost vzduchu, teplotu svařovaného materiálu během svařování pomocí termočlánkových teploměrů apod. Snímané veličiny je možné zaznamenávat u komerčních verzí s frekvencí až 12,5 kHz, v případě univerzitní verze TUL až s frekvencí 25 kHz, což je více než dostačující pro spolehlivou diagnostiku zkratových, impulsních a bezzkratových svařovacích procesů.[3,25]
Softwarové vybavení systému WeldMonitor
Pomocí programu WeldMonitor lze zobrazovat výsledky reálně nasnímaných dat jak v datové, tak i grafické podobě. U nasnímaných dat je možné zjišťovat jejich aktuální i průměrné hodnoty, nebo s využitím tzv. UI laboratoře (obr. 14) lze v grafické podobě sledovat průběh libovolné veličiny.[3,25]
Obrázek 14 - Ukázka grafického znázornění záznamu průběhu svařovacího proudu a svařovacího napětí ze systému WeldMonitor
Mezi největší výhody systému WeldMonitorpatří ověřitelnost metrologických parametrů v akreditované zkušebně ČR. Důsledkem je možnost rozšiřovat interní databáze softwaru o knihovny, ve kterých lze vybírat mezi konstrukčními firmami, svářeči a jejich dosaženými kvalifikacemi, ale také např. informacemi o základních a přídavných materiálech, ochranných plynech apod. S těmito informacemi je posléze proškolená obsluha schopna vystavovat a tisknout svářečské protokoly typu WPS.
