Teorie a metodika tváření 1 Volba výrobní technologie. ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc

Teorie a metodika tváření 1 Volba výrobní technologie

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Požadavky na výrobu Cíl: Vyrobit daný výrobek v požadovaném množství, kvalitě a sortimentu ve stanoveném termínu co nejhospodárněji. Základní znaky výrobku Účel a funkce, tvar, rozměry, hmotnost, přesnost Základní znaky výroby * Produktivita, přesnost rozměrů, jakost povrchu * Technologické podmínky: čas, teplota, strojní zařízení

Materiál výrobku * Vlastnosti mechanické, fyzikální, technologické * Vnitřní struktura materiálu Výrobní metoda

Struktura Vlastnosti

Vnější podmínky Zákazník  konkurence, ekonomické, ekologické, legislativní, …

Volba materiálu výrobku Východisko: Výrobek si musí udržet požadovaný tvar i vlastnosti a musí plnit svoji úlohu po předpokládanou dobu životnosti.

Materiál * musí mít požadované charakteristické fyzikální a mechanické vlastnosti, * musí být schopen zpracování danou technologií do požadovaného tvaru výrobku * musí vyhovovat ekonomickým podmínkám.

Zásadní předpoklad Splnění těchto požadavků s ohledem na * zajištění ochrany životního prostředí a * případnou možnost recyklace materiálu.

Základní kategorie materiálů Kovy a jejich slitiny Mají dobrou elektrickou a tepelnou vodivostí, relativně vysokou pevnost, vysokou tuhost, tvařitelnost a odolnost proti nárazu. Polymery Mají relativně nízkou pevnost, nevhodné pro použití při vysokých teplotách. Mají dobrou odolnost proti korozi a nízkou elektrickou a tepelnou vodivost. Rozlišujeme termoplasty a reaktoplasty. Keramické materiály Jsou pevné, tvrdé (ale křehké), odolné proti porušení při vysokých teplotách a proti korozi. Využití jako elektrické a tepelné izolátory. Polovodiče Mají jedinečné optické a elektrické vlastnosti, které lze řídit a ovlivňovat. Jsou velmi křehké. Kompozity Kombinace více materiálů s vlastnostmi, které nelze získat při použití jednoho materiálu. Polymery vyztužené uhlíkovými vlákny.

Základní vlastnosti materiálů Mechanické vlastnosti Zahrnují reakci materiálu na zatížení a zjišťují se mechanickými zkouškami: pevnost, tažnost, tvrdost, únavová odolnost, vrubová houževnatost atd.

Fyzikální vlastnosti Barva, hustota, teploty změny skupenství, skupenské teplo tání, měrné teplo, tepelná vodivost, tepelná roztažnost, elektrická vodivost, magnetické vlastnosti.

Chemické vlastnosti Odolnost proti chemické nebo elektrochemické korozi a žáruvzdornost. Korozní odolnost ovlivňuje vznik povrchových filmů a tedy tření, mazání, tepelnou a elektrickou vodivost.

Zpracovatelské (technologické) vlastnosti Vlastnosti, které určují vhodnost materiálu ke zpracování danou technologií: slévatelnost, svařitelnost, tvařitelnost apod.

Základní výrobní technologie 1 Metody metalurgické Primární vytvoření tvaru z původně beztvarého materiálu. Mezi jednotlivými částicemi materiálu se vytváří pevné vazby. * slévárenské metody: vstupní materiál v tekutém stavu. Tvar se získá po odlití do formy a ztuhnutí. * prášková metalurgie: vstupní polotovar v práškovém stavu. Konečný tvar se získá zhutněním prášku a slinováním. Metody tváření Konečný tvar se získává plastickou deformací, aniž dojde k porušení soudržnosti. Může dojít ke změně nejen mechanických ale i fyzikálních vlastností, nemění se materiálové složení. * metody primárního tváření: hutní ingoty, kontislitky. * metody strojního tváření: zápustkové kování, lisování...

Základní výrobní technologie 2 Metody obrábění a dělení Dochází k porušování soudržnosti. Změny tvaru je dosaženo odebíráním nebo dělením výchozího polotovaru. Materiál je odebírán s využitím mechanické, elektrické, chemické energie. Metody spojování Konečný tvar (vlastnosti) se získává spojením více součástí. * nerozebíratelná spojení: využívá se mechanická, chemická či tepelná energii ke spojení (svařování, pájení, lepení) * dočasná spojení: využívá se pouze mechanická energie Metody strukturních změn Nedochází ke změně původního tvaru, ale mění se vlastnosti materiálu, jeho struktura a/nebo jeho vzhled. * tepelné zpracování: dosažení požadovaných vlastností. * povrchové úpravy: vytváření tenkých vrstev na povrchu.

Vstupní parametry klasifikace Materiál * Druh materiálu: kov, polymer, keramika, ... * Stav materiálu: tuhý, tekutý, práškovitý, plynný. * Typ procesu: zachování hmoty, odstranění hmoty, spojování. * Způsob změny tvaru: mechanický, chemický, tepelný. Energie * Druh energie: mechanická, elektrická, tepelná, chemická,… * Přenosové médium: tuhé, kapalné, plynné,… Informace * Způsob vytváření tvaru: celkové přetvoření, přetvoření v jednom směru, přetvoření ve dvou směrech, volné přetvoření. * Typ pohybu nástroje: posuvný, rotační, kombinace, žádný.

Parametrická klasifikace technologií Změna hmotnosti Stav Typ použité a typ spojení materiálu energie

Základní způsob Příklady typických změny tvaru technologií Tuhý Plastická deformace Kování, válcování Hmotnost konst. Práškový Mechanická Tok a plastická def. Lisování prášků Kapalný

Hmotnost klesá

Tuhý

Tečení materiálu Mechanická Plastické a křehké oddělování materiálu Tepelná Tavení a vypařování Rozpouštění Chemická Spalování

Odlévání Soustružení, vrtání, frézování Elektrojiskrové obráb. Elektrochem. obrábění Řezání paprskem

Hmotnost roste Kovalentní vazba Adhezní vazba

Tuhý Plastická deformace Svařování třením Kapalný Mechanická Tečení Svařování tavné Tuhý Tečení Pájení

Volba výrobní technologie Při volbě vycházíme ze specifických možností dané výrobní metody. Lze volit i kombinaci různých metod. Volba konečného technologického postupu je ovlivňována: * Výrobkem: materiál, hmotnost, tvar, rozměry, ... * Použitou výrobní metodou: produktivita, strojní a přístrojové vybavení, energetická náročnost, výrobní a provozní náklady, možnost rozdělení výroby do dávek, … * Legislativou, požadavky na životní prostředí, ...

Technologická hlediska Ekonomická hlediska

Ekologická hlediska

Technologická hlediska Tato hlediska mají charakter omezujících kritérií * vlastnosti materiálu výrobku: fyzikální, mechanické, technologické, funkční, užitkové, ... * tvar, velikost, rozměry, hmotnost součásti, ... * požadovaná přesnost výrobku rozměrová, tvarová, ... * velikost technologických přídavků, spotřeba materiálu, ... * požadovaná sériovost a rozdělení do výrobních dávek, ... * druh polotovaru a způsob jeho výroby: ingot, tyč, plech, ... * výrobní zařízení: velikost pracovního prostoru, tuhost, upínací možnosti, zdvih, energeticko-silové parametry, automatizace, ...

Ekonomická hlediska Tato hlediska mají charakter optimalizačních kritérií * strojní zařízení a náklady na investice: základní, následně vyvolané např. z důvodu ekologie * racionální využití stroje a jeho výrobnost, možnost záměny jednoho stroje za druhý z hlediska jeho využití či náplně práce * provozní náklady, mzdové náklady- požadovaná kvalifikace pracovníků, režijní náklady, zisk, ... * spotřeba energie: elektřina, plyn, stlačený vzduch, voda, ... * náklady na nástroje (doba výměny, možnost automatizace) * náklady na dopravu (celní a hraniční poplatky)

Ekologická, legislativní hlediska Tato hlediska mají charakter omezujících podmínek * jak zvolená technologie ovlivní životní prostředí: hořlavost, prašnost, odpadní produkty technologické a materiálové, ... * je možná alternativní bezodpadová technologie ? * vzniklé náklady z poškození životního prostředí ? * jaká legislativní opatření je zapotřebí udělat

Základní pojmy ve tváření 1 Tahová zkouška pracovní diagram

Ztráta stability - vznik krčku

Homogenní – nehomogenní redundantní deformace

Základní pojmy ve tváření 2 Rovinná, osově Ohnisko intenzivní symetrická deformace – plastická deformace zóna: oblast, kde dochází k přetvoření

Napjatost – stav napjatosti

Přetvárná pevnost kp – přetvárný odpor ko Přetvárná pevnost je napětí potřebné k vyvolání plastické deformace při jednoosém stavu napjatosti s vyloučením tření.

Základní pojmy ve tváření 3 Plošné – objemové tváření

Ohřev – zhrubnutí zrna

Tváření za tepla – rekrystalizace

Klasifikace metod tváření Postavení ve strojírenské výrobě: hutní prvovýroba, strojní tváření Typ výchozího polotovaru: plech, trubka, tyč, ingot Stav napjatosti: tahová, tlaková, ohybová, střihová napětí Teplota, při které tvářecí pochod probíhá: pokojová teplota, zvýšená či vysoká teplota Způsob přenosu tvářecí síly: materiálem, plochou nástroje, naráz, postupně, … Rychlost pohybu nástroje: nízká, střední, vysoká

Klasifikace metod tváření 1 Postavení ve strojírenské výrobě * metody hutního tváření. Účelem je rozrušení licí struktury, výchozím polotovarem jsou ingoty. Typickými výrobky jsou válcované bramy, bloky, sochory, tvarové vývalky či protlačky. Patří sem volné kování, válcování, protlačování a objemové tažení. * metody strojního tváření. Účelem je změna výchozího tvaru, výchozím polotovarem jsou polotovary z hutní prvovýroby. Patří sem patří kování, lisování, tažení, protlačování, ohýbání, ražení.

Typ výchozího polotovaru * plošné tváření: Výchozím polotovarem je plech, vytváří se duté, rovinné i prostorové tvary s téměř konstantní tloušťkou stěny. * objemové tváření: Výchozím polotovarem je ingot, blok, tyč. Materiál se přemísťuje ve všech směrech a často dochází k velkým změnám v průřezu.

bramy voštiny

pásová ocel

sochory

bloky

Metody  hutního  tváření

Speciální metody válcování plechů

Válcování plechu s proměnnou tloušťkou

Princip příčného válcování Získané profily příčným válcováním

Klasifikace metod tváření 2 Teplota, při které tvářecí pochod probíhá Hranicí je zde teplota rekrystalizace TR, může ale i nemusí docházet k ohřevu. Pro většinu čistých kovů platí TR ≈ 0,4 Ttav. TH = T/Ttav. Teploty tavení a teploty rekrystalizace vybraných kovů Fe 1538ºC ; 450ºC Al 650ºC ; Ni 1453ºC ; 600ºC Cu 1085ºC ; Mo 2610ºC ; 900ºC Mg 650ºC ; W 3410ºC ; 1200ºC Pb 327ºC ; * tváření za tepla: platí pro TH > 0,7 * tváření za studena: platí pro TH < 0,3 * tváření za poloohřevu: platí pro 0,5  TH  0,7

200ºC 200ºC 200ºC <20ºC

Rychlost pohybu nástroje Ovlivňuje rychlost deformace * kvazistatické: hodnoty do 1 s-1, střední do 103, vznik setrvačné síly * dynamické: tváření vysokými energiemi, hodnoty nad 104 až 105

Klasifikace metod tváření 3 Stav napjatosti Je charakterizován velikostí a typem převažujících napětí, která způsobí dosažení plastického stavu. Závisí na druhu tvářecí operace. * tlaková napětí. Tyto operace se vyznačují velkými přetvárnými silami a vysokými přípustnými stupni přetvoření. Patří sem ražení, zápustkové kování, protlačování, kroužlení, válcování,... * kombinace tlakových a tahových napětí. Kromě tlakových napětí je přítomné i tahové. Patří sem tažení pasů, kovotlačitelství,... * tahová napětí. Přípustný stupeň přetvoření menší, je třeba více dílčích operací. Tváření vnitřním přetlakem, vypínání plechu,... * ohybová napětí. Na jednom povrchu tvařence vznikne tahové napětí a na protilehlém tlakové napětí. Malý ohybový moment. Přípustný stupeň deformace rychle klesá se vzrůstajícím průřezem. * střihová napětí. Smykové napětí překročí mez pevnosti ve střihu, Patří sem stříhání, prostřihování, ostřihování, prosazování,...

Převažující tlaková napětí

Kování volné, zápustkové, protlačování, válcování, kroužlení

Kombinace tahová a tlaková napětí

Válcování profilů, trubek, objemové tažení profilů, trubek,…

Kovotlačitelství, hluboké tažení pevným, elastickým, plynným m.

Převažující tahová napětí

Vypínání plechu, tváření vnitřním přetlakem, rozpínání,

Ohybová napětí

Lineární nebo rotační pohyb nástroje, profilování, vyhrdlování úzká či široká příruba

Střihová (smyková) napětí

Nakrucování, osazovaní, prosazování

Systémový přístup ke tváření 1) Plastická zóna (určuje chování materiálu v plastickém stavu). 2) Charakteristika polotovaru před deformací (materiál, povrch). 3) Charakteristika polotovaru po deformaci (zpevnění, přesnost). 4) Okrajové podmínky mezi polotovarem a nástrojem (tření, mazání, ...). 5) Tvářecí nástroj (konstrukce, materiál). 6) Reakce povrchu polotovaru s okolním prostředím (okujení, ...). 7) Tvářecí stroj (síla, práce atd. pro systém nástroj - polotovar). 8) Integrace tvářecího procesu do výrobního systému.

Systémový přístup ke tváření ‐ příklady 1) plastická zóna 2) polotovar 3) výrobek hluboké tažení

protlačování

4) okrajové podmínky 5) tvářecí nástroj 6) reakce s prostředím

objemové tažení

zápustkové kování

ad Klasifikace dle stavu napjatosti

Redundantní deformace redundantní deformace Mielnik M_2-89

Teorie a metodika tváření 2 Základní pojmy, zákony plastické deformace

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Cíle teorie a metodiky tváření Cílem teorie tváření je matematický popis tvářecího děje na základě obecných principů teorie plasticity. Ty se aplikují na skutečné nevratné tvářecí procesy, kde existuje závislost mezi podmínkami tváření, velikostí přetvárných sil a přípustných stupňů přetvoření. Sledujeme vliv tvářecích podmínek na: 1) Průběh přetvoření při daném tvářecím postupu: Cílem je získání optimálního vztahu mezi výchozím polotovarem a finálním výrobkem. 2) Docílení největšího přetvoření při dané tvářecí operaci: Cílem je vypracování technologického postupu s minimálním počtem dílčích operací s minimálními výrobními náklady. 3) Změnu vlastností (mechanických, fyzikálních) tvářených materiálů: Cílem je získání výrobků s požadovanými provozními vlastnostmi. 4) Napjatost deformovaného tělesa: Cílem je zabezpečit technologickou tvařitelnost daného materiálu.

Úkoly teorie a metodiky tváření Řeší se čtyři základní okruhy problémů * Určení velikosti tvářecích sil a deformační práce. * Určení velikosti a průběhu zatížení tvářecího nástroje. * Stanovení vhodných typů, tvarů a rozměrů polotovarů. * Stanovení kritických podmínek přetvoření při vyčerpání plasticity.

Zásady 1) Při plastickém přetvoření nelze působiště vnějších sil posouvat ani překládat nebo nahradit účinkem jejich výslednice. 2) K plastickému přetvoření dochází zpravidla pouze v omezené oblasti (ohnisko intenzivní deformace). 3) Vhodným tvarem nástroje, nebo rozdělením tvářecího procesu na více operací, lze rozložit deformaci do potřebných míst a směrů. Lze tak snížit zatížení nástroje, nebo použít stroj o menším výkonu.

Materiál – technologie ‐ vlastnosti Komplexní třístranný vztah mezi vnitřní strukturou materiálu, způsobem jeho zpracování a konečnými vlastnostmi materiálu. Pokud se změní jeden z těchto parametrů, pak se rovněž změní jeden nebo oba zbývající parametry. válcování válcováním se mění struktura

pevnost fólie roste

Základní kategorie materiálů Základní vlastnosti materiálů

Charakteristické znaky tváření Tváření provádíme nástrojem, upevněným ve tvářecím stroji. Ve tvářeném materiálu vznikají napětí jako reakce na vnější sílu. Vzniklá napětí musí překročit mez kluzu. * Schopnost vzniku plastické deformace. * Vztah mezi napětím a deformací σ = fce (φ). * Vznik vláknité struktury-deformační textury, vznik anizotropie mechanických vlastností. * Vzniká odpružení, elastická deformace doprovází plastickou deformaci. * Během deformace vznikají zbytková napětí, která zvyšují celkovou energii struktury. * Při tváření za studena dochází k deformačnímu zpevňování. * Při tváření za tepla dochází k rekrystalizaci.

Homogenizace struktury Při tváření licí struktury dochází vlivem tlakových napětí k uzavírání vnitřních vad a odstraňování porezity. Současně dochází ke snižování škodlivého vlivu nečistot, které se drtí či tváří. Následkem rekrystalizace dochází ke zjemňování zrna. V důsledku homogenizace struktury se významně zlepšují plasticitní vlastnosti, zejména tažnost a vrubová houževnatost. Díky jemnozrnné struktuře se zlepšují mechanické vlastnosti. Ve většině případů existuje heterogenita v chemickém složení. Při tváření se vytváří oblasti bohaté a chudé na daný prvek. Tyto oblasti vytváří pásy, které jsou rovnoběžné se směrem tváření.

Vznik deformační textury a vláknitosti Během plastické deformace dochází k toku materiálu převážně ve směru působící síly. Ve směru toku se prodlužují jak jednotlivé krystaly (zrna), tak též vnitřní nečistoty, vycezeniny (segregace) či sekundární fáze. Vzniká deformační textura; rozlišujeme: Vláknitá struktura je způsobena rozdělením nečistot, kdy došlo k rekrystalizaci a vzniku nových zrn, ale prodloužené nečistoty zůstaly. Jsou to oxidické vměstky, sirníky, netvárné křemičitany. Řádkovitá struktura je vytvořena z oblastí různého chemického složení. Je dána původní dendritickou strukturou, zjišťuje se leptáním. Tyto dvě struktury jsou makroskopické, způsobují anizotropii vlastností oceli a nelze je odstranit tepelným zpracováním.

Rekrystalizovaná struktura (mikrostruktura), je určena rozdílnou orientací atomových mřížek jednotlivých krystalů. Při válcování za studena se získávají jak přednostní směry tak i roviny, vzniká textura plechu. Vlastnosti válcovaného plechu nebo tabule závisí na směru.

Anizotropie mechanických vlastností Ve směru vláken má materiál vyšší pevnost než kolmo k vláknům. Převládající tahová napětí ve výrobku mají být ve směru vláken a smyková napětí kolmo na směr vláken (výroba háku, kola). Vliv přípravy polotovaru na uspořádání vláken při výrobě ozubeného kola: 1-část tyče, 2-pěchování rovnoběžně a 3-kolmo na směr vláken. 1) Mechanické vlastnosti jsou přibližně stejné, ale nízké. Opotřebení zubů je rovnoměrné, celková životnost nízká. 2) Mechanické vlastnosti nerovnoměrné. Nejlepší jsou podél vláken, nejhorší ve směru kolmo k vláknům. Zuby se budou opotřebovávat nerovnoměrně. 3) Vlákna uspořádána zhruba radiálně. Mechanické vlastnosti ve všech směrech jsou zhruba stejné, ale vyšší než v 1.případě

Odpružení 

A

P

Při tváření je materiál nejprve deformován elasticky a následně plasticky. Když síla přestane působit elastická složka vymizí a 0 C B zůstává plastická složka. Velikost odpružení závisí nejen na materiálových vlastnostech E, exp.deformačního zpevnění a Re, ale rovněž na tloušťce plechu. Větší modul pružnosti => nižší odpružení Vyšší pevnost => větší odpružení Větší tloušťka ohýbaného plechu => menší odpružení. Odpružení hraje důležitou roli zejména při plošném tváření. Hodnotu odpružení pro daný tvar výlisku nelze teoreticky určit, je nutné ji určit experimentálně.

Zbytková napětí.  Zbytková napětí vznikají během deformace za studena, kdy se část působícího napětí uloží ve struktuře ve formě zmotané sítě dislokací a zvyšují tak celkovou energii struktury. Zbytková napětí jsou v deformovaném materiálu rozložena nerovnoměrně. Pokud po válcování z jednoho povrchu odstraníme část materiálu, který obsahoval pouze tlaková zbytková napětí, musí dojít ke zborcení tabule, aby zůstala zachována rovnováha sil,

Změna únosnosti: Na povrchu tlaková zbytková napětí => tahová napětí je musí eliminovat, lze přenášet vyšší zatížení.

Deformační zpevňování Pokud tváříme za studena již zpevněný materiál, tak získáme nový pracovní diagram. S rostoucím zpevněním roste napětí potřebné k další deformaci. Dochází ke zvyšování meze kluzu a pevnosti a k poklesu tažnosti - deformační zpevňování . Vliv redukce na mech.vlastnosti

Materiál však lze zpevňovat jen tak dlouho, než mez kluzu a napětí při porušení dosáhnou stejné hodnoty, kdy tažnost se blíží nule. Při tváření za studena dochází ke zvětšování počtu dislokací a omezování jejich pohybu s rostoucím stupněm deformace. Vyžíhaný materiál má hustotu dislokací 10 m/mm3, po tváření za studena má hustotu až 106 m/mm3.

Odstranění zpevnění ‐ žíhání Tvářením za studena se zvyšuje pevnost, ale zhoršuje se tažnost, elektrická vodivost a korozní odolnost. Pokles elektrické vodivosti je zde nižší než při legování, kterým je též možné zvýšit pevnost. Žíháním při nízkých teplotách odstraníme vnitřní pnutí, zvýšením teploty žíhání odstraníme deformační zpevnění úplně. Vlevo je znázorněn vliv redukce (75%) při tváření za studena na mosaz Cu-35% Zn. Vpravo je znázorněn vliv teploty žíhání na změnu vlastností. Během žíhání se vyskytují tři stádia: zotavení, rekrystalizace a růst či hrubnutí zrna.

Změna struktury během žíhání Mikrostruktura materiálu obsahuje deformovaná zrna, které obsahují velké množství zamotaných dislokací a). Zotavení - tepelná energie umožní, aby se dislokace přemístily a vytvořily hranice polygonizované struktury zrn. Hustota dislokací se nemění, mechanické vlastnosti zůstávají v podstatě stejné, sníží se nebo odstraní zbytková pnutí. Obnoví se elektrická vodivost. Rekrystalizace - na hranicích buněk této struktury se začínají vytvářet nová malá zrna, která odstraní většinu dislokací – c). Růst zrn - výhodně orientovaná zrna pohlcují menší zrna, zrno hrubne – d).

Rekrystalizace Při rekrystalizaci zůstává strukturní mřížka, obnovuje se původní stavba krystalů, materiál získává původní vlastnosti, které se mohou i zlepšit, současně dochází ke změně zrnitosti.

Při rekrystalizaci se rozlišují následující fáze: * vznik zárodků nových krystalů * hrubnutí rekrystalizovaného zrna * růst nových krystalů (až k jejich * dodatečný růst některých krystalů vzájemnému styku) Rekrystalizace vyžaduje jistý čas, uplatní se zde vliv: * velikost stupně deformace, Pro větší stupeň deformace Při velké rychlosti * deformační začíná rekrystalizace při def. rekrystalizace rychlosti, nižší teplotě. plně neproběhne. * výše teploty.

Rekrystalizační diagramy Udávají vzájemnou závislost velikosti zrna v závislosti na stupni deformace a na výši teploty rekrystalizace. Růst zrna je ovlivněn předchozím zpevněním (stupněm deformace), deformační rychlostí a teplotou rekrystalizačního žíhání.

Ocel s 0,1% uhlíku, kritický stupeň deformace 15%

Technický hliník, kritický stupeň deformace 3-5% a 70-100%

Hrubnutí zrna nastává při kritických stupních deformace.

Podmínky vzniku plastické deformace Krystalická stavba kovů a slitin Krystalová mřížka je charakterizovaná pravidelným geometrickým uspořádáním s nejnižší energetickou hladinou. Technické kovy mají hlavně mřížku krychlovou prostorově (plošně) středěnou, šesterečnou. Na krystalické mřížce závisí nejen fyzikální a mechanické vlastnosti daného kovu či slitiny, ale z hlediska tváření i tvařitelnost.

Mechanismus plastické deformace Hlavním znakem je nevratnost děje při zachování krystalické struktury. Existují dva základní mechanismy: kluz a dvojčatění. Kluz: posuv tenké vrstvy krystalu proti druhé ve směrech, kde maximální smykové napětí dosáhne kritické hodnoty. Je to v rovinách s největší hustotou atomů ve směru, který je nejvíce obsazen atomy. Dvojčatění: projeví se

natočením jedné části mřížky vůči druhé kolem roviny symetrie. Natočená část je dále deformována kluzem.

Kluzové napětí, dislokace

Kluzové napětí

Je to velikost napětí, které je potřebné pro vyvolání kluzu v případě monokrystalu. Ideální smykové napětí id v kluzové rovině lze vyjádřit vztahy: Normálné napětí bude min. pro α = 45. Pro vyvolání plastické def. musí platit id = k tedy k = σ1/2.

Poruchy v krystalové mřížce Mřížka není dokonalá, ale obsahuje velké množství různých typů poruch: bodové, čárové, plošné a prostorové poruchy (vměstky).

Plastická deformace polykrystalů Dislokace: čárové poruchy, vznikají již v metalurgické fázi přípravy (při tuhnutí) a dále při dalším zpracování tvářením. Hustota dislokací ρ [cm-2] závisí na velikosti plastického přetvoření pro dané konkrétní tepelné a rychlostní podmínky.

Plastická deformace polykrystalů Volné dislokace se v krystalickém materiálu pohybují kluzem nebo difúzí (šplháním). Podmíněno snahou po snížení energetické hladiny (difúze vakancí a intersticií a interakcí dislokací). K pohybu dojde nejdříve v zrnech, jejichž mřížka je nejvýhodněji orientována. Jednotlivá zrna se nemohou deformovat volně.

Základní zákony plastické deformace 1 Zákon stálosti objemu Objem tělesa před deformací se rovná objemu tělesa po deformaci.

Zákon nejmenšího odporu Jestliže se elementy tvářeného tělesa mohou přemístit v různých směrech, pak se každý element přemístí ve směru nejmenšího odporu.

Zákon pružného odlehčení V případě přerušené plastické deformace (odlehčením a opětným zatížením) nemění deformační diagram svůj tvar za předpokladu zachování charakteru a způsobu zatížení.

Zákon přídavných napětí Při plastické deformaci tělesa v místech, kde se zvětšují rozměry, vznikají přídavná napětí, která se snaží o jejich zmenšení.

Základní zákony plastické deformace 2 Zákon podobnosti

V procesu plastické deformace dvou těles různých velikostí při dodržení geometrické, mechanické a fyzikální podobnosti jsou měrné tlaky stejné, poměr tvářecích sil je roven kvadrátu a poměr deformačních prací třetí mocnině lineárních rozměrů.

Zákon stálosti potenciální energie

Měrná polohová energie, potřebná na trvalou změnu tvaru, je stálá. Závisí na vlastnostech materiálu a podmínkách plastické deformace, nezávisí však na stavu napjatosti.

Zákon smykového napětí

Trvalá deformace tělesa nastane pouze tehdy, jestliže smykové napětí v tělese dosáhne dané kritické hodnoty, která závisí na vlastnostech materiálu a na podmínkách plastické deformace včetně stavu napjatosti.

Zákon tření

Smykové třecí napětí je úměrné normálnému tlaku a součiniteli tření

 =  . n

Polygonizace 

Polygonizovaná struktura: struktura subzrn, která se vytváří v počátečním stádiu žíhání. Hranice subzrn vytvářejí síť dislokací, které se během ohřevu přemístily

Dynamické, statické zotavení, rekrystalizace

Teorie a metodika tváření 3 Plastická deformace, vztah napětí ‐ deformace

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Vznik napětí a deformací Při tváření je materiál deformován vnějšími silami. Síly vyvolávají v tělese napětí, dochází ke změně tvaru a ke vzniku deformací. Pružné (vratné) deformace zmizí, když přestane působit síla, které je vyvolala. Při tváření se objevuje ve formě odpružení, nebo vzniku elastické deformace stroje během tvářecí operace. Platí Hookův zákon. Plastické (trvalé) deformace jsou nevratné, na čase d  d  0 nezávislé. Pro ideálně plastický materiál platí: Pružně-plastické deformace; část tělesa se deformuje elasticky, část plasticky, celková deformace je dána jejich součtem. Viskózní (velké plastické deformace) jsou trvalé deformace, závislé na čase (rychlosti deformace), stupni deformace a teplotě. Vzniklá napětí se dělí na normálová a smyková napětí. Smyková napětí způsobují kluz a trvalou deformaci. V deformační zóně vzniká složitý napěťový stav, vznik kluzu závisí na kombinaci všech působících napětí => podmínka plasticity.

Základní pojmy Matematickým popisem elastického chování materiálů v důsledku vnějšího zatížení se zabývá teorie elasticity, plastickým chováním se zabývá matematická teorie plasticity. Předpoklad v oblasti elasticity: Materiál se chová jako homogenní, izotropní, lineárně elastické kontinuum. Homogenní těleso se skládá z jedné fáze a má identické vlastnosti ve všech bodech. Izotropní: vlastnosti ve všech směrech jsou stejné. Kontinuum: těleso nemá žádné dutinky (řediny) nebo jiné diskontinuity - hranice zrn. Mikroskopické dutinky lze vyjádřit průměrnou hodnotou a z makroskopického hlediska lze plný materiál považovat za kontinuum. Při matematickém řešení úloh plastického stavu tuhých látek uvažujeme zidealizované tuhé těleso, a to podle průběhu deformace * těleso ideálně vazké: napětí, které vyvolá plastickou deformaci závisí pouze na rychlosti deformace * těleso ideálně plastické: plastická deformace vznikne, když napětí dosáhne určité mezní hodnoty a pak se již nezvyšuje.

Mohrovy kružnice napětí a deformací Pro grafické znázornění prostorového stavu napjatosti a stavu přetvoření (deformace) se používají Mohrovy kružnice.

σ1 ≥ σ2 ≥ σ3

Poloha středního hlavního napětí σ2 charakterizuje stav napjatosti. Lodeho součinitel znázorňuje zda převažuje tahová či tlaková napjatost

Roviny smykových napětí

τ1 = ± ½ (σ2 – σ3)

τ2 = ± ½ (σ3 – σ1)

τ3 = ± ½ (σ1 – σ2)

Schémata stavu napjatosti a deformace Existuje celkem 9 schémat stavu napjatosti a 3 schémata deformace. Schémata hlavních napětí Tahové napětí je kladné, šipka ven. Tlakové napětí je záporné, šipka dovnitř Schémata deformace Materiál teče ve směru šipky, rozměr se zvětšuje, zmenšuje.

Vztah schémat deformace‐napětí Každé tvářecí operaci lze přiřadit schéma stavu napjatosti a schéma deformace. Danému schématu deformace však nelze přiřadit jednoznačně schéma stavu napjatosti a naopak. Při protlačování a objemovém tažení máme stejná schémata deformace, ale rozdílný stav napjatosti. Při pěchování s bočním tlakem a protlačování máme stejná schémata napjatosti, ale rozdílná schémata deformace.

Rovinné stavy napětí a deformace Volba znaménka: Normálová napětí jsou kladná, pokud jsou tahová, zatím co znaménko smykového napětí se volí libovolně. Rovinný stav napjatosti existuje např. v desce zatížené silami po obvodě rovnoběžně s rovinou desky. Normálové napětí na rovinu desku je nulové, ale je zde deformace. Rovinný stav deformace se vyskytuje při válcování plechů a při tažení širokých pásů pro b > 10 h. 1  2    3   1   0 E

Pro rovinný stav deformace platí:

2 

Pro plastický stav je μ = 0,5 a tedy

 2  1 2   3   1 

Pružná přetvoření Uplatní se v konstrukční oblasti. Pro homogenní a izotropní tělesa platí zobecněný Hookův zákon => lineární závislost mezi σ a ε.

Systém hlavních os













1  1    2   3  E 1 2   2    3   1  E 1 3   3    1   2  E

1 

Obecný souřadný systém













1  x    y   z  E 1 y   y    z   x  E 1 z   z    x   y  E

x 

Vztahy mezi složkami smykových deformací a příslušnými složkami tečného napětí Vztah mezi moduly pružnosti v tahu a ve smyku je dán rovnicí

G

 xy

1   xy G

E 2 1   

Malé pružně‐plastické deformace 1 Závislost mezi napětími a deformacemi zde lze odvodit na základě experimentálně získaných poznatků. V každém momentě platí: * Směry hlavních deformací jsou totožné se směry hlavních napětí. * Mohrovy kružnice pro deformace (souřadnice ε, γ) jsou geometricky podobné Mohrovým kružnicím pro napětí (souřadnice σ, τ). Odtud Lévy-Miesesovy  1   2   2   3   3   1  konst.  2 G ' 1   2 2  3  3  1 rovnice 2  3 2  3 Ze druhého '  2G dostaneme  2   3  , platí 2  3 2 G' členu   3   3    3  1   2 po dosazení  2  1   2  2 2  2  1 4 G' 2 2 G' a úpravě z prvého členu dostáváme

1   2 

z předchozího vztahu za ε2 dostaneme

1   2 2 G'

1 

úpravou a dosazením 1   2 2 G'



2  3 4 G'



1 2

Malé pružně‐plastické deformace 2 3 1 

Další úpravou dostáváme

1 

kdy závěrečný výraz je

1   2 G'



2 3 2 G'

1  1         1 2 3  3 G '  2 

Po dosazení 3 G´ = E´ analogicky můžeme odvodit vztahy 2 

1  1         2 3 1  E '  2

3 

1  1         3 1 2  E '  2 

Pro plastickou oblast modul plasticity E´ = tgα´ není konstantní a mezi intenzitou napětí a intenzitou deformace platí vztah σi = E´ . ε i. Jelikož platí, že modul plasticity ve smyku G´ = 1/3 E´, pak po dosazení do původní rovnice za 2 G´ dostáváme známý vztah

1   2 1   2



2  3 2  3



 3  1  3  1



2 i  3 i

Malé pružně‐plastické deformace 3 Jestliže dále vyjdeme z výrazu pro střední hodnotu napětí σs (oktaedrické napětí)

s 

1   2   3 3

a vyjádříme součet dvou napětí pak úpravami  2   3  3  s   1 pomocí střední hodnoty napětí lze odvodit 1   s 1



2  s 2



3  s 3

 2 G 

2 i  3 i

Výraz 2/3 . σi / ε i je funkcí deformace, neboť materiál zpevňuje. Pro různá místa tvářeného objemu má různou velikost. Při pružných deformacích je tento koeficient konstantní v celém tvářeném objemu a je pouze materiálovou konstantou, která má hodnotu 2 G. Obecně platí funkční vztah  i  fce  i  , který je třeba určit pokusně. Pro rozvité plastické deformace je nutné poměrné deformace nahradit skutečnými: φ1, φ2, φ3.

Velké plastické deformace U technologie tváření za tepla i za studena se obecně navíc jedná o nehomogenní deformace. Předpoklady pro matematické řešení jsou: * Monotónní průběh homogenní deformace během úseku tvářecího pochodu, tj. hlavní osy výsledné deformace jsou totožné s hlavními osami rychlosti deformace a s hlavními osami stavu napjatosti. * Rozdíly hlavních napětí jsou úměrné rozdílům složek hlavních rychlostí lineární deformace. * Součet složek hlavních def.rychlostí je roven nule: 1  2  3  0 Místo poměrných deformací platí skutečné:  i  fce  i  i  d i dt 1   2 Z uvedeného platí   1   2



2  3  2   3



 3  1  3  1

 konst. 

 i

V teorii plastického toku materiálu platí, že intenzita napětí je pro každý materiál funkcí intenzity rychlosti deformace. Analogicky: 1   2 1  2



2  3 2  3



 3  1 3  1

 2 G 

E  

i i

G 

1 E  3

Intenzita deformace Přetvoření (změna tvaru) je charakterizováno stupněm deformace, který je v daném směru definován jako ε =Δl/l nebo   ln l1 / l 0  Intenzita deformace (efektivní def.) nahrazuje vliv jednotlivých deformací a je měřítkem změny tvaru tvářeného tělesa.

Intenzita napětí Intenzita napětí určuje velikost odporu proti změně tvaru tvářeného tělesa (≈ kp). Vyjadřuje souhrnný účinek normálových a tečných napětí. Její velikost je možné počítat z hlavních normálových napětí i z hlavních smykových napětí σi = 2  12   2 2   32 

i  2 / 2

 1   2 2   2   3 2   3   1 2

Vztah intenzity normálových i  a smykových napětí

3  i  i 



2 3  1   2   3 2

2

Stav napjatosti je dán intenzitou napětí, ta může mít v daném objemu * hodnotu stálou - tváření za tepla, kdy  i  fce T ,   n * hodnotu proměnnou - tváření za studena, zpevňuje  i  C   i Funkční závislost mezi intenzitou napětí a intenzitou deformace se znázorňuje obecným diagramem, v němž na vodorovnou osu vynášíme intenzitu deformace a na svislou osu intenzitu napětí.

2



Stav napjatosti ve tvářeném tělese Stav napjatosti v elementárním bodě tvářeného tělesa je v kartézské soustavě x, y, z zcela určen 3 složkami normálového napětí σx, σy, σz a 6 sl. smykového napětí τxy, τyx, τxz, τzx, τyz, τzy. Platí: τxy = τyx = τz ; τxz = τzx = τy ; τyz = τzy = τx . Působením soustavy vnějších sil Fi vznikají v tělese vnitřní síly. Ty vyvolají napětí, která se dají rozložit v daném bodě na složky fx, fy a fz ve směru os souřadného systému. V bodě elementárního čtyřstěnu musí být obecné napět f působící na jednotkovou plochu v rovnováze se složkami napětí působících ve zbývajících 3 stěnách. Napětí f lze rozložit na normálovou a smykovou složku.

Rovnice obecného stavu napjatosti  Poloha roviny je dána normálou n, která vychází z počátku souřadnic. Normála určuje sklon roviny k souřadnicovým osám a svírá s jednotlivými osami úhly α, β a γ. Poloha roviny je tedy určena směrovými kosiny: a1 = cos α, a2 = cos β, a3 = cos γ.  Fx  f x  S   x  S x   xy  S y   xz  S z  0

Z rovnováhy sil do jednotlivých osových  Fy  f y  S   y  S y   yz  S z   yx  S x  0 směrů platí:  Fz  f z  S   z  S z   zx  S x   zy  S y  0 f x   x  a1   xy  a 2   xz  a3 Po dosazení, kde ΔS = 1, ΔSx = ΔS . a1, ΔSy = ΔS . a2, ΔSz = ΔS . a3 a úpravě, platí:

f y   y  a 2   yz  a3   yx  a1

f z   z  a3   zx  a1   zy  a2 Systém rovnic je vyjádřením obecného stavu napjatosti v daném bodě. Vyjadřuje vztah mezi vnitřními a vnějšími silami působícími na povrchu.

Hlavní roviny, hlavní napětí Při změně směrů souřadnicových os tak, aby se směry složek fx , fy a fz ztotožnily s osami, smykové složky τij se budou rovnat nule. V nově pootočených souřadných rovinách zůstávají pouze normálové složky σij , které označujeme je jako σ1 , σ22 a σ3 . Směry, ve kterých působí se nazývají hlavními směry. Hlavní roviny Hlavní napětí

Roviny, orientované k působící síle takovým způsobem, že zde nepůsobí žádná smyková napětí. Jsou vzájemně kolmé. Jsou to napětí působící v hlavních rovinách: σ1 , σ22 a σ3. Dvě ze tří odpovídají max. a min. napětí, které zde působí.

Tenzorové vyjádření stavu napjatosti Stav napjatosti je obecně určen 9 složkami napětí. Zápis tenzoru napjatosti: Tenzor napjatosti Tσ lze rozložit na kulový tenzor Kσ a deviátor Dσ

Tσ = Kσ + Dσ

Jelikož platí σs = (σ1 + σ2 +σ3) / 3 lze složky deviátoru rozepsat První složka deviátoru napětí je

Význam kulového tenzoru a deviátoru Pro vznik kluzu a změnu tvaru jsou rozhodující rozdíly napětí. Deviátor napětí tedy způsobí změnu tvaru; rozhoduje o povaze a kvalitě stavu napjatosti. Součet složek je nulový. Kulový tenzor představuje rovnoosý tah nebo tlak. Vyvolá změnu objemu v oblasti pružných deformací nebo porušení soudržnosti v reálných kovech. Čím je hodnota Kσ absolutně větší, tím větší je deformační odpor. Nejmenší deformační odpor je, když se hodnota kulového tenzoru bude blížit nule. Pro čistý smyk platí σ2 = - σ2 ; σ3 = 0 a tedy σs = 0.

Význam kulového tenzoru a deviátoru 2 Hydrostatický tlak zvyšuje plastičnost, tah vyvolá křehkost => hodnota kulového tenzoru určuje tvařitelnost. Z tohoto hlediska je žádoucí, aby hodnota Kσ byla algebraicky co nejmenší (při záporném znaménku); absolutně co největší. Rovinná napjatost: σ1, σ2 = σ1/2 a σ3 = 0 => rovinná deformace.

Rovinná napjatost: σ1= σ2 a σ3 = 0 => prostorový stav deformace

Intenzita deformace a napětí Přetvoření (změna tvaru) je charakterizováno stupněm deformace, který je v daném směru definován jako ε =Δl/l nebo   ln l1 / l 0  Intenzita deformace (efektivní def.) nahrazuje vliv jednotlivých deformací a je měřítkem změny tvaru tvářeného tělesa.

Intenzita napětí určuje velikost odporu proti změně tvaru tvářeného tělesa (≈ kp). Vyjadřuje souhrnný účinek normálových a tečných napětí. Její velikost je možné počítat z hlavních normálových napětí i z hlavních smykových napětí σi = 2  12   2 2   32 

i  2 / 2

 1   2 2   2   3 2   3   1 2

Vztah intenzity normálových i  a smykových napětí

3  i  i 



2 3  1   2   3 2

2

2



Normálová, smyková napětí Při tváření je materiál deformován vnějšími silami, které v něm vyvolávají napětí. Dělí se na normálová a smyková napětí. Smyková napětí způsobují kluz a trvalou deformaci. V deformační zóně vzniká složitý napěťový stav, vznik kluzu závisí na kombinaci všech působících napětí => podmínka plasticity. Hlavní Roviny, orientované k působící roviny síle takovým způsobem, že zde nepůsobí žádná smyková napětí. Jsou vzájemně kolmé. Hlavní Jsou to napětí působící na napětí hlavní roviny ve tvářeném kusu. Dvě ze tří odpovídají max. a min. napětí, které zde působí.

Aplikace pro tváření Při matematickém řešení úloh plastického stavu tuhých látek uvažujeme zidealizované tuhé těleso, a to podle průběhu deformace * těleso ideálně vazké: napětí, které vyvolá plastickou deformaci závisí pouze na rychlosti deformace * těleso ideálně plastické: plastická deformace vznikne, když napětí dosáhne určité mezní hodnoty, pak se již nezvyšuje. Při matematickém řešení tváření kovů uvažujeme ideálně plastické těleso. Úkolem je určení stavu napjatosti v tvářeném objemu tělesa. Tento stav vyjadřuje intenzita napětí, která může mít v daném objemu * hodnotu stálou - tváření za tepla, kdy  i  fce T ,   n   C   * hodnotu proměnnou - tváření za studena, zpevňuje i i Funkční závislost mezi intenzitou napětí a intenzitou deformace se znázorňuje obecným diagramem, v němž na vodorovnou osu vynášíme intenzitu deformace a na svislou osu intenzitu napětí.

Teorie a metodika tváření 4 Hypotézy plastičnosti, pracovní diagram

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Hypotézy plastičnosti K plastické deformaci při tahové zkoušce dochází v okamžiku, když tahové napětí překročí mez kluzu σk. Hodnotu σk lze tedy použít jako podmínku plasticity pro jednoosý stav napjatosti. Ve většině tvářecích pochodů však k plastické deformaci dochází při složitějším stavu napjatosti. Hledáme takovou podmínku plasticity, která zahrne všechny možné kombinace stavů napjatosti, při kterých dochází k plastickému toku. Stanovení této podmínky je založeno na následujících předpokladech a experimentálních pozorováních: * kovy představují homogenní, spojité a izotropní kontinuum * kovy mají stejnou mez kluzu v tlaku jako v tahu * přídavný hydrostatický tlak neovlivní začátek kluzu Používají se dvě základní hypotézy Podmínka max. smykového napětí: Tresca, Saint-Venant Podmínka energetická: HMH; M.Huber, von Mises, H.Hencky

Trescova podmínka plasticity V roce 1864 Tresca vyslovil hypotézu, že plastický tok nastane pokud maximální smykové napětí překročí kritickou hodnotu k. lze Trescovu podmínku zapsat

Jelikož platí jako vztah

Vznik kluzu je tedy nezávislý na středním hlavním napětí. Pro tahovou zkoušku platí Po dosazení dostáváme

 max  1 2    1  0   1 2  k  k

Odtud pro kritickou hodnotu k platí Podmínka max. smykového napětí

Podmínka plasticity podle von Misese V roce 1913 navrhl von Mises hypotézu, že plastický tok nastane pokud deformační energie vztažená na jednotku objemu pro daný stav napjatosti přesáhne kritickou hodnotu. Matematicky platí:

konstanta C závisí pouze na vlastnostech tvářeného materiálu. Pro jednoosý stav napjatosti (tahová zkouška) Pro konstantu platí ve tvaru Energetická podmínka

, podmínku von Misese vyjádříme

Speciální případy Případ čistého smyku

Odpovídající napěťový stav Podmínka smykového napětí Podmínka energetická Podmínka energetická vyžaduje o 15% vyšší kritické smykové napětí, aby došlo ke kluzu než podmínka max. smykového napětí.

Případ rovinné deformace Válcování pásů: platí φ2 = 0, kde Pro μ = 0,5 platí Max. smykového napětí Energetické (HMH) Mez kluzu pro rovinnou deformaci

dosazením do podmínky

Mezní plocha kluzu dle Trescy Dle podmínky max. smykového napětí platí: Úpravou a cyklickou záměnou dostaneme

Případ rovinné napjatosti

Mezní plochou kluzu je ProKřivkou čistý smyk plasticity je z hlediska v oktaedrické hlavních normálpovrch šestibokého hranolu ných rovině napětí je pravidelný odpor protišestiúhelník přetvoření nejmenší

Mezní plocha kluzu dle von Misese Dle podmínky HMH dochází k plastické deformaci když intenzita napětí dosáhne meze kluzu. Úpravou vztahu dostaneme:

Případ rovinné napjatosti

Pro čistý Křivkou plasticity smyk platíje kružnice nebo elipsa

Mezní plocha - povrch válce

Křivka plasticity při tváření plechu Při tváření plechu (σ3 = 0) je kritériem plasticity elipsa  k   12   1   2   2 2 Tahová zkouška (σ2 = 0); cesta 0 → A: ke kluzu dochází pro σ1 = σk. Rovnoosá napjatost (σ1 = σ2) 0 → B: ke kluzu dochází pro σ1 = σ2 = σk. Rovinná deformace; potřebné napětí σ2 = 1/2σ1; cesta 0 → C: ke kluzu dochází při hodnotě 1,15σk. Deformační zpevnění → mez kluzu roste. Elipsa se zvětšuje.

různé cesty deformace

Pracovní diagram Tahová zkouška Závislost: síla - prodloužení

křivka napětí - deformace

Výhody: jednoosý stav napjatosti, vyloučen vliv vnějšího tření, osově symetrická deformace, mez kluzu = přetvárná pevnosti kp. Nevýhody: změna stavu napjatosti při ztrátě stability nastává při malé hodnotě stupně deformace φ < 0,3. Základní vztahy smluvní napětí poměrná deformace skutečné napětí (kp) skutečná deformace

Křivka skutečných napětí nemá žádné maximum. Síla dosahuje své maximální hodnoty pro dF/dφ = 0.

Podmínka ztráty stability Rychlost zpevňování při tahové zkoušce je dána sklonem křivky napětí – deformace, ke ztrátě stability dojde při dF = 0. Změnu síly v závislosti na deformaci získáme derivací vztahu F=σ.S

Objem je konstantní Úpravou

platí kde

Dosazením do výchozího vztahu

Pro mez pevnosti platí

Přírůstek napětí (zpevňování) je vyvážen zmenšováním plochy.

Bauschingerův efekt Bauschingerův efekt - schéma Zatěžujeme tahovým napětím až do bodu B, pak následuje odlehčení. Nyní zatěžujeme tlakovým napětím, směr zůstává, je zapotřebí nižší hodnota napětí

..doplnit

Pracovní diagram v oblasti krčku Další deformace po dosažení meze pevnosti u tahové zkoušky způsobí nestabilitu, vytváří se krček, deformační zpevnění nicméně pokračuje. Při vzniku krčku se veškerá deformace soustředí do této oblasti. Jednoosá tahová napjatost se mění na trojosý tah, je nutná korekce. F Bridgmanův korekční k  B     str 2 pk str   r min faktor pro oblast krčku

r – vzdálenost od osy Z podmínky plasticity  z  k pk   r

Pracovní diagram v oblasti krčku Maximální hodnotu tahového napětí v ose zkušební kruhové tyče 2 dostaneme pro r = 0   rmin  2  rmin R      max  k pk  1  ln  2  rmin R    Závislost korigované hodnoty skutečného napětí kpk a maximálního napětí σmax ve středu kruhové tyče je dána vztahy  str  F / S k pk  B   str  max  C   str φ

0,1

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4

B 1,000 0,920 0,852 0,803 0,776 0,752 0,736 0,724 0,715 C 1,000 1,072 1,129 1,163 1,190 1,203 1,213 1,223 1,228 Pro konkrétní vyhodnocení musíme zkoušku přerušovat, měřit sílu, minimální průměr krčku (= 2 rmin) a poloměr křivosti vzorku R.

Tahová zkouška ploché tyče Tyč dle DIN EN 10002 - 20*80

Hodnotu kritické deformace φ, při které dochází k vytvoření krčku lze zjistit graficky. Vyneseme průběh dσ/dφ v závislosti na φ do diagramu σ-φ. V průsečíku je φkrit.

V nehomogenní oblasti rozlišujeme vznik lokální a difúzní nestability.

Hodnota ε* na obrázku odpovídá deformaci φ, při které dochází ke vzniku difúzní nestability.

Grafická aproximace prac.diagramu Vztah σ = fce (φ) je dán Pro mez pevnosti platí Po dosazení odtud vyplývá

Alternativní konstrukce log σ = log C + n . log φ Logaritmováním uvedeného vztahu Grafickým znázorněním je přímka se sklonem n, vedená bodem, kde známe jak hodnotu σ, tak i hodnotu φ. Pro mez pevnosti platí

Analytická aproximace prac.diagramu Analytické vyjádření závislosti napětí na deformaci. Ideálně elasticko-plastický materiál v oblasti pružné deformace v oblasti plastické deformace nebo Tváření za studena Materiály s kubickou mřížkou ve vyžíhaném stavu Materiály již tvářením za studena zpevněné Materiály při tváření za studena silně zpevňující Tváření za tepla a za poloohřevu Nárůst intenzity deformace dán vlivem rychlosti deformace (vliv stupně deformace lze zanedbat)

Přehled aproximací 1

2

3

4

bez počát.zpev.

5

6

7

8

1 Tuho-plastický materiál    0 2 Elasticko-ideálně plastický   E   pro σ > σ0    0 3 Tuhý, lineárně zpevňující    0  C   nebo    0  C    0   4 Elasticko-lineárně zpevňující   E   pro σ > σ0    0  C   5 Plastický zpevňující   C   n 6 Tuhý, plastický zpevňující n    0  C n nebo   C  0   1  7 Elasticko-plastický zpevňující   E   pro σ > σ0   C   n 8 Elasticko-ustálený plastický    0  C 1  e  D 

n

Tlaková zkouška Tlaková zkouška – vyhodnocení vlivu velikosti a stavu deformace Tato zkouška umožňuje získat závislost σ = fce (φ) pro větší hodnotu stupně deformace φ. Jsme omezeni jen tvařitelností daného materiálu. Pro získání hodnot přetvárné pevnosti je zde nutnost eliminace tření na dosedajících plochách. Fordova zkouška Zkouška tlakem v podmínkách rovinné deformace. Zmenšení tloušťky vzorku způsobí jeho prodloužení ve směru délky ale s nulovým šířením. Šířka pásu b minimálně 5x (raději 10x) větší než je šířka kovadel w.

Teorie a metodika tváření 5 Tvařitelnost

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Definice tvařitelnosti Tvařitelnost je podmíněna plastičností (tvárností) materiálu, což je schopnost materiálu trvale měnit svůj tvar při působení vnějších sil, aniž dojde k porušení tvářeného tělesa. Kritériem plastičnosti je vzhled lomové plochy. Při plastickém porušení lom probíhá napříč krystalickými zrny, při křehkém porušení lom probíhá po hranicích krystalických zrn. Kovové materiály nelze jednoznačně rozdělit na materiály křehké a plastické. Tentýž materiál se může chovat jako křehký nebo jako plastický podle kombinace tvářecích faktorů. Technologická tvařitelnost je určitý fyzikální stav, závislý nejen na chemickém složení a krystalické struktuře tvářeného materiálu, ale i na konkrétních deformačních, napěťových a teplotních podmínkách uvažovaného tvářecího postupu. Tvařitelnost za tepla - za studena, tvařitelnost objemová - plošná.

Technologická tvařitelnost

Kovatelnost ingotů Při tváření primárně lité struktury se používá termín kovatelnost oceli. Pojem tvařitelnost se obecně vztahuje na již tvářené struktury. Kovatelnost je schopnost oceli s licí strukturu, která vznikla při tuhnutí v kokile, podstoupit deformaci volným kováním. Vzniklé oblasti:

1 - čistá, velmi jemná, polyedrická zrna 2 - sloupkovité krystaly kolmé ke stěně, snížená tvárnost, oblast transkrystalizace. 3 - hrubá zrna, vycezeniny, vměstky, pásmo náchylné na vznik vloček a prasklin 4 - globulitická zrna, bez vycezenin, méně C 5 - pásmo bez segregací pod staženinou 6 - min. homogenita, dutiny, řediny, póry Struktura ingotu 7 - hlava ingotu se staženinou

Tvařitelnost za tepla Tvařitelnost zde závisí kromě metalurgických a mechanických faktorů zejména na teplotním rozsahu, ve kterém tváření probíhá. Dále závisí na reakci povrchu s okolním prostředím. Vzniklé produkty mohou významně ovlivnit tření a tedy i tvařitelnost. Metalurgické faktory

* krystalická struktura (litá, tvářená, homogenní, nehomogenní) * chemické složení a čistota materiálu * velikost a rovnoměrnost zrna * počet přítomných fází

Mechanické faktory

* rychlost a velikost deformace * stav napjatosti

Technologické faktory

* deformačně-teplotní podmínky tváření: ohřev, mazání, typ stroje, provoz nástrojů,…

Metalurgické faktory Krystalická struktura Tvařitelnost je podmíněna počtem kluzových rovin a směrů. Nejlepší tvařitelnost mají kovy s krychlovou plošně středěnou mřížkou. Následuje krychlová prostorově středěná, nejnižší tvařitelnost je u materiálů s šesterečnou těsně uspořádanou mřížkou. Chemické složení a čistota materiálu Legováním čistého kovu se vliv krystalické struktury snižuje. Tyto materiály mohou být kovány při vyšších teplotách než čistý kov. Velikost a rovnoměrnost zrna S klesající velikostí zrna se tažnost a tudíž i tvařitelnost zlepšuje. Jemnozrnné materiály mají vždy lepší tvařitelnost než hrubozrnné. Počet přítomných fází * jednofázové slitiny se snadněji kovají, než vícefázové slitiny. * dvoufázové slitiny tvářet při teplotě, kdy druhá fáze je rozpuštěna.

Mechanické faktory Rychlost a velikost deformace Vysoká rychlost deformace zvýší aktuální teplotu kovu během kování (přeměna deformační práce v teplo), tím může snížit jeho tvařitelnost. Vyšší rychlost deformace u vícefázových a hrubozrnných kovů a slitin vždy snižuje jejich tvařitelnost. Při kování ingotů s nehomogenní strukturou je třeba ze začátku kovat s malými úběry. Nejprve je třeba dosáhnout homogenizace struktury.

Stav napjatosti Stav napjatosti je hlavním faktorem, který zásadním způsobem ovlivňuje tvařitelnost materiálů. S rostoucím podílem tahových složek napětí se zvyšuje náchylnost materiálu ke křehkému, převážně interkrystalickému lomu. Vliv stavu napjatosti je podstatně výraznější než v případě jeho vlivu na velikost přetvárného odporu.

Charakteristiky stavu napjatosti Orientačně posuzujeme tvařitelnost pomocí schémat napjatosti. Platí, že tvařitelnost roste s podílem tlakových napětí. Nejlepší tvařitelnost je pro všestranný tlak, nejhorší je v případě všestranného tahu. Pro kvantitativní posouzení vlivu stavu napjatosti se zavádějí různé ukazatele, založené na poměru max.-min. napětí a středního napětí. 3 okt Kriterium dle Kolmogorova: Poměr mezi trojnásobkem  oktaedrického normálového napětí a intenzitou napětí: i Ukazatel vlivu tlakových napětí (oktaedrického normálného napětí):    okt  max

Čím je ασ menší, tím    1, 1 je tvařitelnost lepší

trojosý tah: (σ1= σ2= σ3); ασ = 1 čistý smyk: (σ3= -σ1, σ2 = 0); ασ = 0 dvojosý tah: (σ1= σ2, σ3= 0); ασ = 2/3 prostý tlak: (-σ1, σ2= σ3= 0); ασ = -1/3 dvojosý tah: (σ1=2σ2,σ3 =0); ασ = 1/2 dvojosý tlak: (-σ1= -σ2,σ3= 0); ασ = -2/3 prostý tah: (σ1,σ2= σ3= 0); ασ = 1/3 trojosý tlak: (-σ1= -σ2= -σ3); ασ = -1

Vztah tlaková napětí ‐ tvařitelnost Vztah mezi tlakovými napětími a stavem napjatosti. ασ – ukazatel tlak.napětí

nσ – Lodeho parametr ukazatel stavu napjatosti

2 2   1   3    1   3 Diagram se používá pro zkoumání tvařitelnosti v závislosti na stavu napjatosti, vyvolaný podmínkami tváření

Vlivu stavu napjatosti dle Gubkina

Čím je α1 větší, tím je tvařitelnost lepší

Oblast tvařitelnosti 

Oblast tvařitelnosti znázorněná v Mohrově diagramu

Vliv smykových napětí na tvařitelnost Pro vznik plastické deformace je rozhodující velikost smykových napětí. Vliv napjatosti je dán ukazatelem plastičnosti β = σokt / τokt . Oktaedrické smykové napětí τokt nahrazuje výsledný účinek  okt  2 3   12   2 2   3 2 smykových napětí. Ukazatel plastičnosti β může mít kladnou či zápornou hodnotu danou znaménkem σokt. Je-li β < 0, znamená to, že převládají tlaková napětí a můžeme použít tím větší stupeň přetvoření, čím je absolutní hodnota β větší. Naopak je-li β > 0 a současně velké, znamená to, že se tvářený materiál poruší již při malém stupni přetvoření. Dosažitelný stupeň přetvoření K posouzení max. dosažitelného stupně přetvoření v závislosti na stavu napjatosti můžeme volit jako závisle proměnnou poměr mezi σokt a přetvárnou pevností kp:

Vliv tlaku na pevnost ve střihu

Křivky mezních stupňů deformace 1 zkouška tlakem a přídavný boční tlak 2 zkouška tlakem 3 zkouška tlakem a přídavný boční tah 4 zkouška krutová rovinná napjatost 5 zkouška tahem a přídavný tlak 6 zkouška tahem 7 zkouška tahem a přídavný tah Na obrázku je znázorněn vztah mezi poměrnou hodnotou oktaedrického napětí a mezním stupněm přetvoření pro Ms 58 Jednotlivými čísly jsou označeny modelové zkoušky, které se pro dosažení příslušných napěťových vztahů používají.

Dosažitelné mezní stupně deformace  mez  ln  S1 S 0  S0 - průřez výchozího vzorku S1 - průřez vzorku při porušení

Příklady tlakové napjatosti

Technologické faktory Technologické faktory, které ovlivňují tvařitelnost jednotlivých skupin materiálů při dané technologické operaci, jsou: Rozmezí tvářecích teplot * dolní hranice musí být nad TR, horní hranice je omezena nadměrnou oxidací, hrubnutím zrna a možností vzniku dalších fází. * při poklesu pod dolní hranici hrozí nebezpečí vzniku trhlin * při velkých deformacích může dojít v důsledku přeměny deformační práce na teplo ke zvýšení teploty a k překročení horní hranice Tvářecí zařízení Tuhost, doba silového styku, celková doba tváření, rychlost pohybu beranu, počet zdvihů za min, … Způsob ohřevu materiálu Metoda ohřevu, typ pece, druh atmosféry, rychlost ohřevu, ... Provoz nástrojů (zápustek) Vznik okují (jejich charakter a způsob odstraňování), mazání nástrojů (způsob, druh maziva), předehřev a ohřev nástrojů, atd.

Třídy materiálů dle tvařitelnosti Rozlišujeme 8 typů slitin, jak se chovají při rostoucí teplotě v závislosti na chemickém složení, velikosti zrna, počtu a druhu fází. Typ I: Čisté kovy a jednofázové slitiny, které vykazují rostoucí tvařitelnost s rostoucí teplotou: Al slit., Ta slit, Nb slit. Typ II: Čisté kovy a jednofázové slitiny, kde s rostoucí teplotou dochází k rychlému růstu zrn. S rostoucí velikostí zrn se tvařitelnost zhoršuje: Be, Mg, Ti α-β slit. Typ III: Slitiny s prvky, které vytvářejí nerozpustné sloučeniny, vykazující křehké chování nezávisle na kovací teplotě, oceli se S. Typ IV: Jestliže se s rostoucí teplotou tyto sloučeniny rozpouštějí, pak se tvařitelnost zlepšuje a jakmile dojde k úplnému rozpuštění, vykazují tyto sloučeniny podobnou tvařitelnost jako čisté kovy.

Třídy materiálů dle tvařitelnosti 2 Dvoufázové slitiny jsou obvykle hůře kovatelné než jednofázové. Toto platí zejména pokud druhá fáze je přítomná v malém množství. Typ V: Dvoufázové slitiny, které mají při ohřevu sekundární fázi kujnou, nerez oceli. Typ VI: Dvoufázové slitiny, kde sekundární fáze má podstatně nižší pevnost než matrice, nebo je křehká, případně má nízký bod tání. Jedná se o křehkost za tepla. Fe s obsahem síry, Mg slit.+Zn. Typ VII: Slitiny, kde se během chladnutí z kovacích teplot vytváří kujná sekundární fáze. Uhlíkové a nízkolegované oceli, Ti- α slit. Typ VIII: Slitiny, kde se během chladnutí z kovacích teplot vytváří křehká sekundární fáze. Jsou to vytvrditelné superslitiny, kde při poklesu kovacích teplot pod teplotu solidu dojde v matrici k precipitaci.

Hodnocení tvařitelnosti Základní mechanické zkoušky při dané teplotě jsou: tahová, tlaková, krutová zkouška, rázová ohybová zkouška za tepla. Technologické zkoušky: lámavost za studena, pěchování, navíjení, kroucení, ohýbání, rozkování, děrování, kalíškovací zkouška, zkouška hloubením a pod. Základem je tahová zkouška. Charakteristiky pevnosti jsou: mez pevnosti Rm, výrazná mez kluzu Re, smluvní mez kluzu Rp (Rp0,2). Charakteristiky plastičnosti jsou tažnost A, kontrakce Z, poměr Re/Rm. Re / Rm < 0,55 ; 0,65 > => vynikající plastické vlastnosti d Re / Rm < 0,65 ; 0,75 > => horší plastické vlastnosti   2 3  ln 0 dR Ukazatel plasticity do lomu (za tepla) dle Kolmogorova Komplexní ukazatel tvařitelnosti - KUT = Rm/Rp0,2 * A50 Technologickou tvařitelnost posuzujeme podle velikosti přetvárné síly, max.stupně přetvoření, trvanlivosti a výrobních nákladů. Je to komplexní vlastnost, nutné volit odpovídající zkoušku, nelze volit jen jeden faktor.

Charakteristiky plošné tvařitelnosti Homogenní tažnost: poměr rovnoměrného L  L0  AH  100 H prodloužení k počáteční délce tyče L0 Součinitel plastické anizotropie r: poměr skutečné deformace šířky ke skutečné r  b t deformaci tloušťky při jednoosém zatěžování. Hodnota r závisí na směru působící síly vzhledem ke směru válcování Vážený průměr součinitele plastické r = 0,25 (r0 + 2 r45 + r90) anizotropie (normálová anizotropie)  r = 0,5 (r0 – 2 r45 + r90) Stupeň plošné anizotropie Exponent deformačního zpevnění n, který vyjadřuje n   C   intenzitu zpevňování materiálu a stanoví se ze vztahu Vyhodnocení plastičnosti materiálu nS = 0,25 (n0 + 2 n45 + n90) - používá se střední hodnota ns. Index tvařitelnosti IT = r . n . 1000 pro ns ≥ 0,215; r ≥ 1,4 Materiály s velmi dobrou plastičností mají IT ≥ 300

Měření a význam anizotropie

Normálová anizotropie vyjadřuje nerovnoměrnost mechanických vlastností v rovině plechu ve směru tloušťky plechu. Při hlubokém tažení vyjadřuje odolnost plechu proti jeho ztenčování. Pokud r  1, pak je materiál náchylný ke ztenčování. Plošná anizotropie vyjadřuje nebezpečí vzniku cípatosti výtažků. Pokud  r  0, nebo  r  0, pak je materiál náchylný k cípatění.

Anizotropie vlastností ‐ cípatost Vlastnosti plechu ze slitiny Al-Li Max. pevnost ve směru válcování, max. tažnost je ve směru 45º ke Cípy vznikají ve směru směru válcování. vysoké hodnoty r Liletův diagram: plechy pro hluboké tažení => funkce rmin a ns. I. plechy vhodné pro nejsložitější operace. II. plechy vhodné pro případ převažující tlakové napjatosti. III. plechy vhodné pro případ převládající dvojosé tahové napjatosti (pro vypínání). IV. plechy nevhodné pro hluboké tažení.

Vliv anizotropie na vlastnosti plechu AlMg5Mn w

Vliv anizotropie na elipsu plasticity.

Normálová anizotropie jako funkce směru válcování

Křivky mezních deformací

Křivky mezních deformací

Vliv cesty deformace na mezní křivky O→A proporcionální deformace O→B→C jednoosý tah, následuje dvouosé vypínání O→D→E dvouosé vypínání, následuje jednoosý tah Pokud po tahu následuje rovnoosé vypínání dostaneme vyšší hodnoty, než obráceně.

Vliv cesty deformace na polohu křivek mezních hodnot

Křivky, představující začátek vzniku krčku, znázorňují meze tvařitelnosti pouze pro ideální tvářecí proces.

Zjišťování křivek mezních deformací

Vzorky pro vyboulování pevným tažníkem

Vzorky po vyboulení k vyhodnocení Rastr nanesený na součást a rastr po deformaci

Vyboulování trubky

Vyhodnocení křivek mezních deformací Křivky mezních deformací a teoretické KG křivky pro ocel 11 325.21

Význam: × zcela porušená; + částečně porušená; □ neporušená elipsa Experimenty: tahová zkouška a hydraulická vyboulovací zkouška

Výrobce plechů C.D.WÄLZHOLZ 1 1 Měkké plechy válcované za studena podle DIN 1624 2 Vysokopevnostní jemnozrnné stavební oceli 3 Mikrolegované oceli pro spec.hluboké tažení 4 Hlubokotažné oceli legované fosforem

Třídění plechů se provádí podle mechanických vlastností Rm, Rp0,2 a podle hodnot normálová anizotropie a exponentu deformačního zpevnění.

r je měřítkem vhodnosti k hlubokému tažní, n je měřítkem schopnosti prodloužení

Výrobce plechů C.D.WÄLZHOLZ 2  Specifikace vlastností jednotlivých druhů ocelí skupina ocelí

min Rp0,2 R MPa m MPa

min. A80 %

nm

rm

1 - měkké oceli válc. za studena

50

do 370

22 ÷ 40

0,19 ÷ 0,225

1,4 ÷ 1,95

2 – vysokopev. jemnozrnné oceli

260 380 500

350 ÷ 480 440 ÷ 580 550 ÷ 720

26 20 14

0,145 ÷ 0,185

0,85 ÷ 1,4

100

do 350

32 ÷ 50

0,22 ÷ 0,25

1,8 ÷ 2,2

290

do 450

20 ÷ 35

0,18 ÷ 0,21

1,45 ÷ 1,8

ZStE 260, 380, 500

3 – mikrolegované oceli 4 – hlubokotažné oceli leg.fosforem

Zkoušky objemové tvařitelnosti Pěchovací zkoušky Osově-symetrická deformace s vlivem tření nebo bez tření. Rovinná deformace. Zkouška tvařitelnosti za tepla Zkušební těleso ve tvaru válce (H0 = 60, D0 = 40 mm) se 4 podélnými vruby (úhel otevření 60, hloubka vrubu 4 mm). Zkušební těleso se napěchuje na 1/3 původní výšky a vyhodnotí se trhlinky ve vrubech. Oceli se dělí do 4 skupin podle stř.hodnoty klasifikačního stupně K. Zkouška krutem za tepla Zkušební tyč je na jednom konci pevně uchycena a druhý upnutý konec v otočné hlavě se kroutí kolem osy tyče. V průběhu zkoušení zaznamenáváme závislost kroutícího momentu Mk na počtu otáček n, a to vždy pro danou teplotu. Zkouška končí překroucením tyče.

Zkoušky tvařitelnosti ‐ stav napjatosti

Schematická příprava vzorků pro vyvození požadované deformace na povrchu pro danou zkoušku. Stav napjatosti a deformace lze částečně měnit poměrem šířka/tloušťka.

Zkoušky plošné tvařitelnosti

Zkouška Erichsenova

Zkouška Fukuiho

Zkouška kalíškovací

Zkouška hydraulická vyboulováním

Zkouška Engelhardt‐Grossova

Sleduje se průběh síly v závislosti na dráze při tažení kalíšku. A - Vloží se plech, v přípravku se z plechu vystřihne rondel B - Táhne se kalíšek až do překročení max. tažné síly  F1 C - Přidržovač pevně sevře zbývající část příruby, táhne se do utržení dna  F2 Zkouška se vyhodnocuje tzv. přirozeným F  F1 T 2 stupněm hlubokotažnosti T; má být T  0,4. F2

Metody zlepšení tvařitelnosti Tvařitelnost lze zlepšit zásahem do struktury (tepelné zpracování, rekrystalizace při tváření za tepla) a podmínkami tváření (změnou stavu napjatosti, teplota tváření, rychlost tváření,…). Zásahy do struktury * Vytvoření jemnozrnné (max. 50 až 200 μm), homogenní a stejnorodé mikrostruktury * Zajištění stabilní homogenní struktury při dynamické rekrystalizaci Změna stavu napjatosti * Úpravou tvářecího nástroje. Např. místo plochých kovadel použít tvarová kovadla, použít kování do uzavřených zápustek. * Použít technologii protlačování; v případě polotovaru z křehkého materiálu použít zapouzdření či oplášťování. Při zvyšování tvářecí teploty je nebezpečí zhrubnutí struktury (pro určení optimálního intervalu se používá nejlépe krutová zkouška.

Z diagram

Teorie a metodika tváření 6 Přetvárná pevnost, přetvárný odpor, faktory

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Přetvárná pevnost ‐ odpor Přetvárná pevnost - kp je napětí potřebné k vyvolání plastické deformace při jednoosém stavu napjatosti, pokud nedochází ke ztrátám třením. Z definice vyplývá, že je to současně mez kluzu. Při tváření za tepla pak dosazujeme hodnotu meze pevnosti při dané teplotě. Přetvárný odpor - ko je odpor, který klade materiál proti přetvoření při reálném tvářecím pochodu. Dochází ke ztrátám třením, a to jak vnějším, tak i vnitřním; současně panuje víceosý stav napjatosti Přetvárný odpor je větší * vliv tření (vnitřní; rozhraní nástroj/materiál) * vliv stavu napjatosti (vyvolaný použitou technologií) * vliv absolutní velikosti (otázka rychlosti ochlazování).

Tvářecí faktory Základní faktory, které ovlivňují velikost napětí potřebnou pro vyvození plastické deformace – platí pro daný materiál * Stav napjatosti * Struktura materiálu * Tvářecí teplota * Tření * Absolutní velikost * Stupeň deformace * Čas => deformační rychlost * Tvarová složitost

Cíl: Určit typ a velikost tvářecího stroje, vypočítat namáhání tvářecího nástroje => je třeba určit: 1) Vztah mezi přetvárnými napětími a deformačními podmínkami 2) Rozdělení napětí v ohnisku intenzivní deformace: určit přetvárnou pevnost kp, přetvárný odpor ko, vypočítat tvářecí sílu F. 3) Energetickou náročnost tvářecího procesu: zde rozhoduje velikost a průběh síly v závislosti na deformační dráze.

Schéma vlivu jednotlivých faktorů Přetvárný odpor

ko = kp + kf + kin

přetvárná pevnost kp

vnější tření kf

materiál

součinitel tření μ

* teplota * stupeň deformace * rychlost deformace

* mazání * stav a jakost povrchu * rychlost skluzu * měrný tlak * teplota

stav napjatosti vnitřní tření kin

* geometrické poměry v oblasti přetvoření h/d, ld/hs * druh působení síly * poměr kf/kp

Vliv materiálu Chemické složení – nejlepší plast.vlastnosti mají chemicky čisté kovy. Nečistoty, příměsi, další prvky (velikost, tvar, koncentrace). Velikost, tvar zrn – stejnorodá struktura má lepší plastické vlastnosti, jemnozrnný kov vyšší mez kluzu než hrubozrnný  k   o  k D Vlastní struktura – 2 základní typy: 1) Struktura složená z primárních krystalů čistého kovu (nebo tuhého roztoku) a z křehké složky, vyloučené ve formě spojitých obálek, nebo ve formě izolovaných zrn na hranici primárních krystalů. 2) Struktura složená z plastických primárních krystalů a z eutektika, které ohraničuje zcela nebo částečně jednotlivé primární krystaly. Další fázové struktury – omezit jejich přítomnost, dobré plastické vlastnosti mají tuhé roztoky (jednofázové struktury). Strukturní změny – vlivem rozdílného průběhu plastické deformace při dané tvářecí teplotě dojde k nerovnoměrným změnám struktury.

Jednotlivé druhy materiálů Struktura ovlivňuje vlastnosti materiálu, vlastnosti ovlivňují výrobní technologii, technologie ovlivňuje strukturu. Tvařitelnost klesá s počtem kluzových rovin => FCC, BCC, HCP: FCC: dobrá tvařitelnost za studena i za tepla Fe-, Ni, Cu, Al, Ag, Au. BCC: horší tvařitelnost za studena Fe-α, Cr, W, V, Mo. HCP: omezená tvařitelnost Be, Ti, Zn, Cd, Mg, Zr. Z hlediska materiálu platí, že neexistuje jednoznačná závislost mezi tvařitelností a velikostí přetvárného odporu.

Vliv tvářecí teploty Během tváření kovů probíhá plastická deformace za podmínek zpevňování a odpevňování. Záleží na rychlostně-def. podmínkách. Kritická teplota TK: pro T < TK se materiály chovají pouze křehce TK roste s rychlostí deformace => omezení tváření za studena Teplota rekrystalizace TR: roste s větším podílem legujících prvků Pro T < 0,3 Ttav uplatní se vliv φ

W Mo

Ni Mg Al

Cu

Fe

Pro T > 0,7 Ttav uplatní se vliv => v materiálu zůstává zpevnění, rekrystalizace neproběhne

Toto platí i pro ukončení tváření při T < TK Matematické vztahy

Pásma teplot zpracování pro ocel

Pásma kovacích a žíhacích teplot ocelí v diagramu Fe-Fe3C

Vliv teploty pro různé stupně deformace

Odvození závislosti přetvárné pevnosti na teplotě pro různé stupně deformace při konstantní rychlosti deformace

Oblasti tvářecích teplot Cr ocel 14140.3

Složení 0,35 C; 0,87 Cr; 0,64 Mn; Rm = 580 MPa, Rp0,2 = 382 MPa

Tváření za poloohřevu

Vliv teploty na mez kluzu, stupeň tvařitelnosti a okujení

Výhody a nevýhody Tváření za tepla Výhody: Při tváření primární licí struktury zlepšení mechanických vlastností, dochází k homogenizaci struktury ale i vzniku anizotropie. * malé tvářecí síly i práce, nevzniká zde deformační zpevnění * dosažení značného stupně přetvoření při jediném ohřevu, omezen dobou tvářecí operace, než klesne teplota na spodní hranici Nevýhody: značné okujení => zhoršení kvality povrchu, hrubé rozměrové tolerance, velké přídavky na obrábění * rychlý přestup tepla do tvářecího nástroje => zhoršení trvanlivosti nástroje vlivem tepelné únavy materiálu * nákladné strojní zařízení pro tváření za tepla, ohřívací zařízení Tváření za studena - výhody * lepší kvalita povrchu, přesnější rozměrové tolerance * reprodukovatelnost tvaru i vlastností, vyšší mechanické hodnoty * nižší hmotnost výchozího polotovaru, nižší náklady na obrábění

Výhody a nevýhody 2 Tváření za studena - nevýhody * větší přetvárné síly a deformační práce * menší mezní stupeň přetvoření, nižší tvarová složitost * vznik anizotropie mechanických vlastností ve tvářeném materiálu * zajistit čistý povrch výchozího polotovaru, vhodné tepelné zpracování a povrchovou úpravu * zajistit mezioperační žíhání při vyčerpání plasticity, vhodné mazání Tváření za poloohřevu Pro výrobu tvarově složitých součástí z legovaných materiálů s vysokou přetvárnou pevností a úzkou oblastí plastické deformace.

Základní předpoklady pro tváření za poloohřevu: * zajistit vhodný tvářecí postup s převažující tlakovou napjatostí * výchozí materiál musí mít stabilní krystalickou strukturu - TZ * rozmezí tvářecích teplot, přesné měření a kontrola během procesu

Náchylnost oceli na růst zrna Při přeměně perlitu na austenit se zmenší velikost zrna. U hrubozrnné oceli začne růst zrna. U jemnozrnné oceli až později. Rozměr počátečního zrna austenitu dán: počtem zárodků krystalů v jednotce objemu a rychlostí růstu krystalů. Růst zrna v závislosti na čase – 3 etapy: Velikost austenitického * Inkubační perioda zrna určuje velikost zrna * Růst zrna při perlitu i martenzitu. Při velkém rozdílu ohřevu nevadí. rozměrů, počet Čím je ale při ochlazování jemných zrn klesá hrubší zrno austenitu, tím * Rozměr zrna se větší je rozměr perlitického stabilizuje zrna po vychladnutí.

Vliv dokovací teploty na růst zrna Při tváření za tepla je teplota ukončení procesu tváření velmi důležitá: nadbytečné teplo => růst zrna => zhoršují se mechanické vlastnosti. Vliv teploty při ukončení tvářecí operace A => B: Ohřev na tvářecí teplotu, výdrž, ochlazování bez tváření A => C: Ohřev, tváření ukončeno příliš vysoko nad teplotou rekrystalizace A => D: tváření ukončeno na TR Tvářecí teploty Cu 1000-900ºC Al čistý 500-425ºC Mosaz 750-700ºC Al slit 480-380ºC (59-62% Cu ) Mg slit 430-300ºC Bronz 900-750ºC Ti slit 1150-750ºC Změna velikosti zrna Tváření při vysokých teplotách => vznik viskózpři volném kování ních deformací, hrubnutí zrna, silné okujení.

Vliv stupně deformace Zpevňování se projevuje rostoucím odporem proti přetvoření. Řídícím mechanismem je kluz. Zpevnění je větší o zpevnění na hranicích zrn. Zpevněním se mění mechanické i fyzikální vlastnosti kovů a slitin. Roste Re, Rm, klesá A, Z. Intenzita změn je největší při malých stupních Cu-42 3001 přetvoření. Mez kluzu roste rychleji než Rm. Zhoršuje se tepelná a elektrická vodivost, mění se korozní odolnost a magnetické vlastnosti. Schopnost zpevnění plastickou deformací za studena je dána především výchozí strukturou a teplotou. Špatně zpevňuje olovo. U slitin neželezných kovů kromě kluzu probíhá deformace dvojčatěním. Stavy měkký, polotvrdý, tvrdý, pružinově tvrdý a dvojnásobně PT. Při zvýšené teplotě přibývají další systémy kluzných rovin, které umožňují větší deformaci, případně zpevnění.

Vliv redukce a legování

Vliv deformace za studena a legování na vlastnosti slitin mědi

Křivky zpevnění

Křivky zpevnění různých technických kovů

Různé stavy neželezných kovů získané tažením a válcováním

Hodnoty C, n Polykrystalické kovy se zpevňují intenzivněji než monokrystaly, jemnozrnné kovy intenzivněji než hrubozrnné kovy. Tuhé roztoky se zpevňují více než kovy chemicky čisté. Kovy již zpevněné mají menší intenzitu zpevnění, než kovy vyžíhané. Při tažení drátu je zpevnění podmínkou tvářecího procesu. Napětí při vstupu > mez kluzu, Re zpevněné > napětí na výstupu Matematické vztahy C, n funkcí teploty, deformace, struktury Materiál Re [MPa] C [MPa] Ocel 0,2%C 210 500 Ocel 0,6%C 520 1270 Cu vyžíhaná 60 320 Al vyžíhaný 40 180 Al-Cu vytvrz. 310 700

n 0,28 0,15 0,54 0,20 0,16

Materiál C [MPa] n φp ocel 18-10 1450 0,60 1,08 Al 1100 140 0,25 2,30

Homogenní deformace pro nerez oceli je > než pro hliník (n = φh) φp = stupeň def. při přetržení

Vliv deformace na zvýšení teploty Vliv přeměny deformační práce na zvýšení teploty: nebo

A T  V cp  

ko přetvárný odpor c specifické teplo A celková def.práce [J]  stupeň deformace  měrná hustota V objem [m3] c ΔT λ ko str  Materiál MPa J kg-1 K-1 kg .m-3 ºC W m-1 K-1 ocel 0,2C 50 ÷ 100 630 7800 10 ÷ 20 80 ÷ 100 Al-slitiny 40 ÷ 100 920 3000 15 ÷ 35 200 Mg-slitiny 30 ÷ 60 1020 1800 15 ÷ 35 100 Tento vliv se projeví především při tváření za studena. Při tváření za tepla je nutné jej uvažovat u materiálů, kde je úzké rozmezí kovacích teplot, nebo kde by mohlo dojít k jeho natavení.

Deformační rychlost Deformační rychlost je dána změnou stupně deformace za jednotku času Tahová (tlaková) zkouška

 

dl 1 v   l dt l

 

dh 1 v   h dt h

Její vliv není jednoznačný, závisí na ostatních tvářecích faktorech. Je třeba uvažovat současný účinek tvářecí teploty a stupně deformace. Při tváření za tepla je vliv deformační rychlosti podstatně výraznější než při tváření za studena. Projeví se rovněž v tepelném efektu. S rostoucí rychlostí deformace rovněž roste modul pružnosti, který jinak klesá s rostoucí teplotou. Při zvlášť velkých deformačních rychlostech je nutné uvažovat též vliv setrvačných sil, které mohou vyvolat vnitřní trhlinky. S rostoucí deformační rychlostí se zvyšuje kritická teplota TK, což snižuje oblast tváření za studena.

Vliv deformační rychlosti na Re Při rázovém zatěžování měkké oceli dochází k vytvoření hrotu na pracovním diagramu. Poměr ReH/ReL pro ocel 12010 je až 6.5. Při zvyšování rychlosti deformace může nastat případ, kdy TK dosáhne teploty, kdy probíhá deformace. Pak nenastane plastická deformace, ale materiál se poruší křehkým lomem. Kritická rychlost deformace je rychlost, při které max.špička napětí dosáhla meze křehké pevnosti. Musí platit T > TK, Vliv stárnutí na mechanické vlastnosti je znázorněn na tahovém pracovním diagramu Horní výrazná mez kluzu je napětí potřebné k uvolnění a kluzu dislokací obklopených tzv. Cottrelovou atmosférou. S rostoucí rychlostí deformace se ReH výrazně zvyšuje.

Vliv deformační rychlosti Zvýšení rychlosti zatěžování při tahové zkoušce znamená větší tažnou sílu

Vliv deformační rychlosti na deformaci v oblasti nestability – oblast difúzního krčku. Větší hodnota m rozšiřuje tuto oblast.

m

log F2 F1  log v2 v1 

m – exponent citlivosti na deformační rychlost

ocel: m = 0,012 Al slitina: m = –0,005

Měření vlivu deformační rychlosti Určením několika křivek σ-ε (σ-φ) pro různé rychlosti deformace. Hodnoty σ odečítáme pro stejnou deformaci.

Vyhodnocení vlivu deformační rychlosti při konstantní teplotě

Matematické vztahy vlivu  Pro tváření za tepla Hodnota C odpovídá přetvárné pevnosti pro rychlost deformace Exponent m vyjadřuje citlivost materiálu na deformační rychlost. Tváření při středních teplotách

Hodnota m, vliv teploty

Vliv stroje na deformační rychlost Deformační rychlost obecně vyjadřuje s jakou rychlostí se k sobě přibližují dva příčné průřezy tvářeného materiálu. Pro daný proces je tedy nutné zvážit průběh a změnu rychlosti pohybu nástroje. Rychlost pohybu nástroje je dána konstrukcí stroje (klikový lis), nebo strojem a vlastní technologií - tváření na hydraulickém lisu, na bucharu. Rychlost pohybu beranu: buchar 5 až 7 m/s, klikové kovací lisy 0,4 až 0,6 m/s, hydraulické lisy 0,5 m/s, vřetenové lisy 0,3 až 1 m/s. Rychlost pohybu nástroje 1 – pro hydraulický lis 2 – rovnoměrně zpomalený 3 – pro buchar 4 – pro klikový lis Rychlost deformace při pěchování na daných strojích

Výpočet průběhu rychlosti deformace Pěchování na bucharu: Předpoklad, rychlost beranu se mění podle paraboly od rychlosti v0 k nule. h – okamžitá výška válečku 2  v0  h0  h   h0 – počáteční výška válečku 1   2  h  h0  h1   h1 – konečná výška válečku Pěchování na klikovém lisu: Rychlost beranu je dána konstrukcí klikového mechanismu a počtem otáček. x - vzdálenost beranu od dolní úvrati h - okamžitá výška válečku x H   0,105   n  1 n - počet otáček za minutu h x H - zdvih lisu Pro dopředné protlačování platí Δφ = φ = ln (D02/D12), Δt = Vdef / (v . S0). v - rychlost posuvu nástroje Vdef - objem komolého kužele S0 = π . D02 / 4 - vstupní průřez

Střední deformační rychlost Jelikož deformační rychlost se během tváření mění, je vhodné určit střední hodnotu deformační rychlosti. Platí: odtud Střední hodnotu lze přesněji určit integrálem průběhu deformační rychlosti Případ pěchování pro v≠ konst.

pro v = konst.

h

 str

1 1      dh  h h0

Křivky přetvárné pevnosti pro ocel

Vliv stupně deformace, teploty tváření a rychlosti deformace pro ocel 12 015

Křivky přetvárné pevnosti pro Al

S rostoucí teplotou vliv stupně deformace φh na velikost kp klesá. Vliv deformační rychlosti roste s rostoucí teplotou. Pro danou deformaci a danou teplotu T, hodnota kp roste s rostoucí deformační rychlostí. Exponent m ve vztahu k p  K  h m je měřítkem zpevnění materiálu,

které závisí na deformační rychlosti a roste s rostoucí teplotou

Změna kp čistého hliníku  Schématický vliv teploty, stupně deformace a rychlosti deformace na přetvárnou pevnost

Vliv teploty na hodnotu exponentu deformačního zpevnění n a na koeficient citlivosti na deformační rychlost m Vliv def. rychlosti značně roste nad 200ºC => dynamická rekrystalizace

Křivky přetvárné pevnosti ‐ simulace

Příklad zadávání hodnot přetvárné pevnosti při numerické simulaci v programu FormFEM

Vliv tření na přetvárný odpor Při tváření dochází obvykle k relativnímu pohybu mezi tvářeným materiálem a nástrojem. Relativnímu pohybu brání tření, které lze popsat přiřazením průměrné hodnoty třecího smykového napětí τf . Pokud toto třecí napětí dosáhne kritické hodnoty k (k = kp/2 ) je z energetického hlediska výhodnější, aby k deformaci docházelo smykovou deformací uvnitř tvářeného materiálu. Tření ovlivňuje velikost tvářecích sil a deformační práce a má vliv na životnost nástrojů. Velikost tření se hodnotí koeficientem tření, který však není stálou veličinou, ale je ovlivňován: * chemickým složením a vlastnostmi * relativní rychlostí skluzu stýkajících se materiálů * měrným tlakem * druhem maziva * teplotou stýkajících se ploch * stavem stykových ploch

Vlivy jednotlivých parametrů na tření Koeficient tření při tváření za tepla klesá s rostoucím obsahem uhlíku. Vliv rychlosti se projeví při válcování. Při velké obvodové rychlosti dojde k proklouznutí válců. Při malých rychlostech má μ max. hodnotu. Vliv měrného tlaku je ovlivňován tím, zda produkty tření zůstávají na stykových plochách, či nikoliv. S rostoucím měrným tlakem velikost μ klesá, stejně jako při mazání (křivka 1). Vliv teploty na koeficient tření je velmi složitý, neboť záleží na tom zda dochází ke tvorbě okují a jaké vlastnosti tyto okuje mají. Koeficient tření nejprve klesá, pak značně roste a poté opět klesá.

Aktivní a pasivní síly tření Při pěchování v lisovnici: Při doteku materiálu se stěnou lisovnice se k primární aktivní síle F přidá síla sekundární Ft vyvolaná normálovou silou Fn. Platí F = Ft + R Vnější tření zvyšuje primární sílu, uplatňuje se jako pasivní odpor.

Při pěchování v dutině lisovníku třecí síla působí proti pohybu materiálu, ale z podmínky rovnováhy ve směru primární aktivní síly vyplývá, že platí F = R – Ft Vnější tření zmenšuje potřebnou primární sílu a sekundární síla je silou aktivní.

zaplňuje se obtížněji

Matematická aproximace tření Z hlediska výpočtu místních tlaků, třecích sil a energetických požadavků musíme znát hodnotu τf . V analýzách je však výhodnější, pokud vliv tření můžeme vyjádřit bezrozměrným parametrem. V současné době se používají dva takovéto parametry: koeficient tření μ a součinitel tření m. Podle Coulombovy definice je koeficient tření μ f Ft    dán poměrem mezi třecí a normálnou silou, tj. Fn p mezi smykovým a normálným napětím n ≈ p. Pokud τf roste lineárně s tlakem p, pak μ může dosáhnout libovolné hodnoty. Hodnota μ však nemůže růst nekonečně, protože pokud je μ . p ≥ k, pak nastává přilnavé tření a koeficient tření ztrácí smysl. Možná špatná interpretace μ vedla k τf = m . k zavedení součinitele smykového tření kde m < 0,1 >, k = kp/2 m, který je definován vztahem

Vliv stavu napjatosti na ko K deformaci materiálu při stejnojmenné prostorové napjatosti je třeba větších sil i práce, než při napjatosti nestejnojmenné. Vliv stavu napjatosti na přetvárný odpor dle Gubkina

Největší odpor proti deformaci je pro všestrannou tlakovou nebo všestrannou tahovou napjatosti, nejmenší odpor proti deformaci je pro čistou smykovou napjatost (tah, tlak).

Vzájemný vztah hodnot n, m  Vliv změny hodnoty exponentu deformačního zpevnění n pro konstantní hodnotu m = 0,05.

Vliv změny hodnoty exponentu citlivosti na deformační rychlost m pro konstantní hodnotu n = 0,15.

Složitější vztahy vlivu  Existuje celá řada matematických vztahů

Měření vlivu deformační rychlosti Určením několika křivek σ-ε (σ-φ) pro různé rychlosti deformace. Hodnoty σ odečítáme pro stejnou deformaci. Náhlou změnou rychlosti deformace během tahové zkoušky.

Vyhodnocení vlivu deformační rychlosti při konstantní teplotě

Vliv materiálových parametrů Zvýšení rychlosti zatěžování při tahové zkoušce znamená větší tažnou sílu

Větší hodnota m znamená větší oblast nestability po homogenním prodloužení – tj. větší oblast difúzního krčku

m

log F2 F1  log v2 v1 

m – exponent citlivosti na deformační rychlost

ocel: m = 0,012 Al slitina: m = –0,005

Přetvárná pevnost – deformační práce 

Střední hodnota přetvárné pevnosti kpstr 1 1 k p str    k p ( )  d v rozsahu 0 ≤ φ ≤ φ1 je dána vztahem 1 0 kp0 - hodnota kp pro φ = 0 kp1 - hodnota kp pro φ = φ1

nebo k p str 

k p 0  k p1 2

Deformační práce (energie) A  V   k p ( )  d

nebo A  V  ko str   str V – deformovaný objem

Celková deformační práce zahrnuje tzv. ideální práci na homogenní deformaci, dále práci potřebnou na překonání vnějšího i vnitřního tření.

Vliv C na pevnost oceli Při zvyšování

Na obr.__ je uvedena stabilní část pracovního diagramu pro čistý hliník pro různé deformační rychlosti.

Teorie a metodika tváření 7 Energeticko‐silové výpočty ve tváření

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Energeticko‐silové výpočty ‐ úvod Velikost tvářecí síly je dána celkovým deformačním odporem materiálu proti přetvoření a třením mezi nástrojem a tvářeným materiálem. Tvářecí síla určuje výkon a velikost stroje, který potřebujeme pro danou tvářecí operaci. Existují 3 skupiny výpočtů z hlediska jejich náročnosti: * Aplikované zkušenosti: odhad parametrů pro novou součást vychází z dřívějších zkušeností výroby součástí podobných tvarů. * Empirické metody: empirické vztahy a nomogramy s využitím směrných hodnot přetvárných odporů a tvarové složitosti výrobku. * Analytické metody: výpočty založené na teorii plasticity a teorii tváření: metoda rovinných řezů, metoda kluzových čar, ... V přístupu k teoretickému určení tvářecích sil mají dva faktory primární důležitost: velikost deformace a podmínka plasticity. Tvářecí sílu lze snadno určit jen pro homogenní deformaci (tahová zk.), při reálných pochodech však neexistuje takto jednoduchý vztah.

Empirické metody ‐ pěchování Přetvárný odpor při pěchování. Dochází ke zvětšování příčného průřezu So, povrchové vrstvy pěchovaného tělesa se posouvají. Zóna I - vytváří se oblast zabržděné deformace díky tření. Zóna II - hlavní přetvoření vlivem přídavných tahových napětí. Zóna III je zónou relativně rovnoměrného přetvoření.

Tření na stykových plochách způsobuje dvojí ztráty: * vnitřní ztráty v důsledku vnitřních posuvů * vnější ztráty v důsledku překonávání odporu proti tečení Sílu potřebnou k přetvoření tělesa určíme z podmínky plasticity  1   3  k p nebo-li  1  k p   3 Napětí 1 slouží k určení velikosti síly a ke stanovení technologických parametrů při tváření. Napětí 1 je proměnné díky různým třecím poměrům na stykové ploše nástroje a velikosti vnitřního přetvoření.

Poměry v oblasti přetvoření Střední hodnota ko závisí na poměru práce vnějších sil tření k práci sil vnitřního přetvoření. Rozhoduje poměr délky zóny přetvoření ku střední výšce zóny přetvoření tj. d/h; l/hs; l/ds. Nízký podíl práce třecích sil h/d; l/d nízké Vysoký podíl práce třecích sil: pěchování

válcování

Objemové tažení

Výpočet síly ‐ přetvárný odpor A. Tvářecí síla se přenáší přes dosedací plochy nástroje Jedná se o metody válcování, kování, lisování. Velikost ko se vypočte z rovnice F  k0  Sd nebo-li F   k p   3   S. d Střední přetvárný odpor kos je dán podílem tvářecí síly a stlačované plochy. Získáme jej výpočtem z přetvárné pevnosti kp nebo z kps. ko s  k p s  k f s  kin s ko s  k p s  n  n kde n je vliv stavu napjatosti a

n je vliv vnějšího i vnitřního tření.

B. Tvářecí síla je přenášena vlastním materiálem Jedná se o tažení profilů, průtlačné lisování tyčí, hluboké tažení, protlačování, kde dochází k nepřímému působení tvářecí síly. 1) Tvářecí síla působí na konečný průřez (tažení) F  k o'  S1   2) Tvářecí síla působí na výchozí průřez (protlačování) F  ko'  S0  ko' je výpočetní hodnota, která má sice rozměr napětí, ale ze které nemůžeme učinit žádný závěr o rozdělení napětí v deformační zóně.

Analytické metody výpočtu sil 1 Analytické metody vychází z řady předpokladů (zanedbání pružných přetvoření, konstantního tření, homogenity a kompatibility deformací atd.), které nemusí být pro reálné tvářecí operace vždy splněny. Metoda energetická Neuvažujeme práci třecích sil, zachována geometrická podobnost, součet práce vnějších i vnitřních sil je roven nule. Metoda rovinných řezů Výpočet síly se provádí na základě rozložení napětí ve vytknutém elementu, je zahrnut podíl práce vykonané v důsledku tření, 20-30%. Metoda kluzových čar Výpočet se provádí na základě toku materiálu v oblasti přetvoření, určíme rozdělení napětí, vykonává se nadbytečná (redundantní) práce. Metoda dolní meze Výpočet založen na výpočtu napětí, které bude právě dostačující nebo příliš malé, aby těleso bylo uvedeno do plastického stavu.

Analytické metody výpočtu sil 2 Metoda horní meze Výpočet založen na stanovení podmínek, aby došlo k přírůstku deformace v plně zplastizovaném tělese a nezabývá se rovnováhou napětí. Element se deformuje tak, aby vyvolal maximální odpor. Metoda konečných prvků Objem tělesa je nahrazen souborem konečných prvků, které poskytují dostatečně přesnou aproximaci povrchu případně objemu tělesa. Počet stupňů volnosti je dán počtem stykových bodů, které určují vazbu mezi sousedními elementy. Každý bod je určen souřadnicemi, složkami a rychlostmi přemístění. Prvky jsou 2D, nebo 3D. Každému prvku jsou přiřazeny materiálové vlastnosti, jejichž hodnoty jsou v daném prvku konstantní, ale mohou se lišit od hodnot v sousedním prvku. Materiál je v prvém přiblížení považován za tuhoplastický.

Metoda energetická Metoda vychází ze zákona o zachování energie. Při rovnovážném stavu je součet prací všech vnějších a vnitřních sil roven nule. Zanedbáváme pružné deformace. Platí rovnice: Aa - Af - Apl = 0 Aa – práce aktivních vnějších tvářecích sil Af – práce vnějších povrchových třecích sil ≈ 0 (homogenní deformace) Apl – spotřebovaná práce vnitřních sil na plastické přetvoření Apl = Ah + Ar : práce vnitřních sil se skládá z práce homogenní plastické deformace Ah a z práce vnitřních sil Ar spotřebované na vnitřní přetvoření. Zde v prvém přiblížení zanedbáme Ar ≈ 0. Použitelnost metody je podmíněna rovnovážným plastickým stavem tělesa a použitím konečně malých, spojitých a kinematicky možných posuvů. Metoda je jednoduchá, výsledky vždy přibližné. Metoda neřeší rozložení napjatosti a kritické podmínky přetvoření.

Případ pěchování s vyloučením tření Řešíme případ homogenní deformace, jedná se o jednoosou napjatost. Platí 1 = k, 2 = 3 = 0. Zde platí k = kp, tj. okamžitá mez kluzu. Síla, odpovídající dané deformaci , je F = kp . S; přírůstek práce je dán vztahem dA = F . dl. Úpravou vztahu dA = (kp . S) . dl dostáváme: dA  V

kp . S S

.

dl , l

a tedy

a

A  V

l1



k p . dl

l0

l

1



 k

p

. d

0

Zavedením střední (průměrné) hodnoty přetvárné pevnosti k ps

1  1   0

1

 k p . d dostaneme a  k ps . ln

0

l1  A  V . k ps .  l0

Tento vztah se hodí lépe pro již zpevněné materiály. Pro vyžíhané materiály, kde se kp rychle mění s rostoucí deformací je lepší využít integrální vztah s grafickou integrací křivky napětí - deformace.

Případ objemového tažení Práce, vykonaná tažnou silou F, při tažení nástrojem od počátku až po plně vytaženou délku drátu ll , je dána vztahem A = F . ll. l Za předpokladu homogenní deformace je velikost práce A  V . k ps . ln 1 l0 vnitřních sil (práce plastického přetvoření) dána rovnicí Porovnáním obou F  V . k . ln l1 , F  S . k . ln l1 ps ps 1 l1 l0 l0 rovnic dostáváme:

F  S1 . k ps . ln

1 1 r

Při tažení drátů se obvykle udává potřebná 1  1  k ps . ln redukce průřezu drátu r, než změna délky 1 r Maximálně dosažitelná redukce v jednom průchodu. Tažení drátu je omezeno prasknutím taženého drátu. Při velkých redukcích se maximální tahové napětí σ1 blíží okamžité mezi kluzu; hodnota kps bude velmi blízká hodnotě kp1 => σ1 = kp1 ≈ kps  1  k ps . ln

1  k p1 1  rmez

ln

1 1 1  rmez

odkud rmez = 0,63; tedy 63%

Případ válcování Pro výpočet síly při válcování můžeme aplikovat případ pěchování (pro µ = 0,05). Hodnota kp roste od vstupu do válců směrem k výstupu. Pro válce o velkém průměru, můžeme jejich křivost zanedbat a v prvé aproximaci vzít střední hodnotu kps ≈ Sks = 1,15 ks. Válcovací sílu určíme jako sílu F  S . k ps  L . b . k ps potřebnou na zpěchování 2

h   odkud Platí L2  R 2   R   2  

Po dosazení

F  k ps . b .

L

R . h

R .h

Jednotková síla za předpokladu 20% přirážky na tření je dána vztahem

F  1,2 . k ps . b

R .h

Výpočet metodou rovinných řezů Prostorové stavy napjatosti a přetvoření převádíme na rovinné, osově symetrické úlohy. Vytkneme rovinný element, který zůstává rovinný. Řešením diferenciálních rovnic rovnováhy, společně s matematickou podmínkou plastičnosti při zvolených okrajových podmínkách, získáme rovnice popisující průběh napětí. Platí tyto předpoklady:  materiál je izotropní a nestlačitelný  elastické deformace se zanedbávají  setrvačné síly jsou malé a zanedbávají se  deformace je homogenní  přetvárná pevnost kp je v dané zóně konstantní  vliv tření je omezen na stykové plochy materiál – nástroj Podmínka plasticity

 y   x  kp

Velikost smykového napětí:

konstantní tření

    kp

smykové tření je proměnné      n

Metoda rovinných řezů ‐ pěchování Řešíme pro případ konstantního tření. Z rovnováhy sil v podélném směru pro jednotkovou hloubku dostáváme: dx 2    dx  1  d x  h  1 úpravou d x  2    h x Pro     k p dostáváme  x  2    h Z podmínky plasticity  y   x  k p po dosazení za σx dostáváme x  y  kp  2   kp  h

úpravou

 

 y  kp  1  2 

x  h

Pro konstantní velikost smykového tření je tedy průběh normálného napětí σy přímkový, stejně jako průběh napětí σx (ve směru toku materiálu). Zde platí okrajová podmínka, že pro x = 0 je σx = 0.

Střední hodnota normálového napětí Velikost střední hodnoty normálového napětí (hodnotu přetvárného odporu ko = F/S) dostaneme integrací průběhu napětí na ploše S a vypočtenou sílu podělíme touto plochou: 4 ko    D2

D

2

 0

 D



 y  2   x  dx  2 

Po dosazení za σy a provedení výpočtu integrálu, dostáváme Siebelův vztah pro hodnotu přetvárného odporu při pěchování válce

 D   ko  k p   1    h 3   Pro pěchování hranolu platí

kde

0    0,5

 B  ko  k p  1    2 h  

F  k0 

 D2 4

F  k0  B  L

Pěchování – proměnné tření Zde vycházíme z Coulombova zákona, kdy smykové tření je úměrné normálnému tlaku, pak platí      n . Hodnota  je konstantní. dx 2    dx  1  d x  h  1 úpravou d x  2    h dx d   2      Pro      y dostáváme x y h d y 2  dx Z podmínky plasticity d x  d y po dosazení y h y

Integrací



kp

d y

y

2    dx h x 0 x

dostaneme

 y  kp  e

2 x h

Pro proměnné smykové tření je průběh normálového napětí exponenciální. Současně ale také platí, že maximální hodnota smykového tření je kp/2. Pokud hodnota smykového tření na rozhraní přesáhne tuto mezní hodnotu, pak dochází ke smyku uvnitř materiálu.

Schéma tažení pásu klínovou tažnicí

Tažení pásu klínovou tažnicí Tažení širokého pásu, kdy šířka je podstatně větší než výchozí tloušťka, je stav rovinné deformace. Platí, že napětí ve všech rovinách kolmých na podélnou osu jsou stejná; při výpočtu zanedbáváme zpevňování. Z rovnováhy sil působících na daný element ve směru osy x (pro b = 1)

 x

 d x

 h  dh    x h + 2 p

zanedbáme  d x  dh 

dx dx sin   2 p  cos  = 0 cos  cos 

 x dh  h d x + 2 p tg dx  2 p  dx = 0

Jelikož platí h x  2 x tg pak dx  dh / 2 tg a po dosazení máme

 x dh  h d x + p dh  p  cot g dh = 0 Zavedením konstanty B    cot g dostáváme základní dif.rovnici h d x    x  p  1  B   dh  0 Pro integraci musíme najít vztah mezi σx a tlakem p, určit okrajové podmínky, pak

 x1 Sk



1B B  1  1  r  B



Tažení s protitahem Při objemovém tažení lze rovněž určit tlak na nástroj px v libovolném bodě tažnice, neboť tlak se mění s výškou hx a tedy se vzdáleností x podle vztahu h x  2 x tg B px 1  B   hx      1   Poměrnou hodnotu tlaku px 1 Sk B   h0     určíme z rovnic:  x  p  S k Nejvyšší hodnota tlaku je na vstupu do tažnice pro hx /h0 = 1, nejnižší (nulová) je na výstupu z tažnice. Maximální redukce na jeden úběr je dána podmínkou, když σx dosáhne hodnoty okamžité meze kluzu. Při tažení s protitahem o hodnotě napětí σ0 platí vztah  x1 0 B 1B B   1  r +  1  1  r  Sk Sk B





Výsledné napětí stoupne, ale sníží se tlak na průtažnici dle podmínky plasticity  1  p  S k , což znamená zvýšení životnosti průtažnice.

Schéma tažení tyče kruhového průřezu

Způsoby tažení trubek a) Tažení na tyči

b) Tažení na pevném trnu c) Tažení na plovoucím trnu d) Průvlačné tažení bez trnu

Schéma tažení trubek

Schéma napětí v posledním průchodu

1   2 B*  tg  tg Limitní případ

 x1 Sk

 x1 Sk

1  B  1  * B   *

 h1     h0 

 h0  1   ln  ln  1 r  h1 

B*

   

1   2 B  tg * 1

pro μ1 = μ2

Výroba Cu drátu, průměr 5 mm Máme táhnout drát s maximální redukcí, ale nesmí se přetrhnout. Výchozí průměr vyžíhaného měděného drátu je 10 mm.

Při dané tažné síle Ft vznikají ve vstupním a výstupním průřezu drátu rozdílná napětí. Síla potřebná k deformaci výchozího průřezu je Ft = σk . S0. Napětí, které působí na konečný průřez po průchodu je σ1 = Ft / S1 , ale nesmí být větší než je mez kluzu zpevněného materiálu.

Pěchování – klínová průtažnice

Střední hodnota kp – deformační práce 

Střední hodnota přetvárné pevnosti kpstr 1 1 k p str    k p ( )  d v rozsahu 0 ≤ φ ≤ φ1 je dána vztahem 1 0 kp0 - hodnota kp pro φ = 0 kp1 - hodnota kp pro φ = φ1

nebo k p str 

k p 0  k p1 2

Deformační práce (energie) A  V   k p ( )  d

nebo A  V  ko str   str V – deformovaný objem

Celková deformační práce zahrnuje tzv. ideální práci na homogenní deformaci, dále práci potřebnou na překonání vnějšího i vnitřního tření.

Porovnání výpočetních metod

Tažení pásu klínovou tažnicí Uvažujeme tažení širokého pásu, jehož šířka je podstatně větší než jeho výchozí tloušťka. Jedná se o stav rovinné deformace. Platí, že napětí ve všech rovinách kolmých na podélnou osu jsou stejná a zanedbáme zpevňování. Z rovnováhy sil působících na daný element ve směru osy x (pro b = 1)

 x

 d x

 h  dh    x h +

2p

dx dx sin   2 p  cos  = 0 cos  cos 

Po úpravě a zavedení pomocné konstanty B    cot g dostáváme základní dif.rovnici

h d x    x  p  1  B   dh  0

Pro integraci musíme najít vztah mezi σx a tlakem p, určit okrajové podmínky, pak

 x1 Sk



1B B

 1  1  r   B

Základní pojmy MKP

Základní typy konečných prvků pro 2 D problém

Deformovaný rastr polotovaru Rovinná oblast rozdělená v různých fázích kování při na konečné prvky dokovací operaci

Teorie a metodika tváření 8 Ohřev

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Ohřev kovů Cíl ohřevu * Snížení pevnosti => tváření za zvýšených teplot – ohřát co nejrychleji, min. oxidace, oduhličení, tepelná pnutí – zachovat celistvost tělesa * Dosažení požadovaných vlastností => tepelné zpracování Metody ohřevu Ohřev v peci (palivo plynné, tekuté, pevné – přírodní či umělé) Ohřev v lázni (solné lázně, kovové lázně, …) Elektrický ohřev (odporové články, konduktivní ohřev, mikrovlnný…) Indukční ohřev (nízko-, středo-, vysokofrekvenční) Technologie ohřevu - faktory * Požadovaná výše ohřevu * Vlastnosti ohřívaného materiálu ovlivní rychlost a dobu ohřevu * Tvar a velikost ohřívaného tělesa * Rozložení vsázky v peci, velikost induktoru * Tepelný příkon, prostředí (atmosféra), růst okují, ochranné nátěry

Rozmezí tvářecích teplot Horní tvářecí teplota – nižší než teplota, při které dochází ke kritickému růstu zrna. Tato teplota je dána obsahem C. S rostoucím obsahem přísad stoupá náchylnost k přehřátí a spálení, klesá tvařitelnost i horní tvářecí teplota. Dolní tvářecí teplota, je teplota, kdy se tváření ještě připouští. Pro volné kování ingotů platí orientačně vztahy

Thor = 0,775 . Ttav (ºC) Tdol = 0,475 . Ttav (ºC)

Výši ohřevu ovlivňuje materiál, druh tvářecího pochodu, struktura materiálu (pro litý stav volit nižší teplotu o 20-60ºC) a tvar tělesa.

Způsoby přenosu tepla vnitřní oblast

Přenos tepla (sdílení, šíření tepla) vedením

stacionární vedení tepla nestacionární vedení tepla

přestup tepla

vnější oblast (pec)

prouděním

sáláním

volné proudění

vynucené proudění

Způsoby přenosu tepla 2 Přenos tepla sáláním (radiací) Šíření energie ve formě elektromagnetického vlnění, kdy se tepelná energie přeměňuje na energii sálavou a naopak. K přenosu tepla prouděním a sáláním dochází v prostoru průmyslové pece. Přenos tepla prouděním (konvekcí) Teplo je převáděno mezi fázovým rozhraním a hlavním proudem pohybující se tekutiny (plynu či kapaliny) v prostoru pece nebo mimo. Intenzita předávání tepla závisí na charakteru proudění daného média. Přenos tepla vedením (kondukcí) Teplo přechází od částice k částici přímým stykem. Takto se šíří teplo především v tuhé fázi, tedy uvnitř materiálu. V tekutinách k tomu dochází jen ve zvláštních případech. (velikost, tvar, koncentrace). Ohřev kovů je děj nestacionární, teplota i tepelné toky se s časem mění. Jednotlivé způsoby sdílení tepla působí současně i komplexně.

Přenos tepla sáláním Řeší se pomocí Stefan-Boltzmanovy rovnice. Množství tepla přeneseného sáláním spalin na povrch ohřívaného tělesa je

 Tsp Qsm  C pec    100

  Tp         Sm   100   4

4

Cpec – součinitel sálání spalin (pece), platí C pec   sp  C0 εsp – poměrná pohltivost (stupeň černosti) spalin C0 – souč. sálání abs. černého tělesa; C0 = 5,67 [W m-2 K-4] Tsp – teplota spalin [K] Tp – teplota povrchu tělesa [K] Sm – plocha povrchu ohřívaného tělesa [m2]

Přenos tepla prouděním Množství tepla předaného v prostoru pece prouděním Qkm  qk  S m ohřívanému materiálu se řeší tzv. Newtonovou rovnicí kde qk – tepelný tok prouděním ; Sm – povrchová plocha materiálu Pro ohřev platí qk = αk . (tpec - tm); pro ochlazování qk = αk . (tm - tv) αk – součinitel přestupu tepla prouděním (souč.konvekce) [W m-2 K-1] tpec – teplota pece (spalin); tm (v) – teplota povrchu materiálu (vzduchu) Velikost součinitele konvekce je dána druhem, skupenství a rychlostí pohybu daného média. V plynové peci obvykle αk < 58 (lze až 200). Přenos tepla společně sáláním i prouděním Výpočet je dán vztahem Q   s k  tsp  tm  Sm kde αs+k = αc





tepelný tok při ohřevu qc = αc . (tsp - tm)stř volba αc dle nomogramů 3 Pro ohřev předvalků v komorových  Tsp    11,5  17,5 pecích do teploty 700 až 900ºC  c  0,105    100  t=800ºC αc = 170; t=1000ºC αc = 265

Přenos tepla vedením Velikost tepelného toku uvnitř materiálu je dána Fourierovým zákonem, který říká, že hustota tepelného toku je přímo úměrná teplotnímu spádu, času a průtokové ploše kolmé na směr proudění tepla

dQ q dS

nebo-li

t q x

dQ t   S  d x

v závislosti na čase pro jednosměrné vedení tepla

λ součinitel tepelné vodivosti (tepelná vodivost) [W m-1 K-1]

V obecném případě hranolem dx.dy.dz prochází tepelný tok Obecná Fourierova rovnice pro vedení tepla hranolem je

 t  cp   

  2t  2t  2t     2 2 2 z y  x

  

a

  c

a - teplotní vodivost

Q 

t  a   2t 

Tepelná pnutí v tělese Při ohřevu v peci mají vnější vrstvy materiálu vyšší teplotu než vnitřní vrstvy, které brání roztahování vnějších vrstev => vnější vrstvy jsou namáhány tlakem a vnitřní vrstvy tahovým napětím Teplotní spád závisí na tepelném odporu materiálu ohřívaného tělesa, na jeho rozměrech a je dán podmínkami ohřevu. „Tenké“ těleso: teploty v tělese se stačí během ohřevu vyrovnávat, tepelná pnutí nepřekročí mez pružnosti. Rozhodující je přenos tepla sáláním a prouděním. Záleží zde nejen na tloušťce tělesa a na λ , ale i na rychlosti ohřevu. Biotovo číslo Bi ≤ 0,25. Bi   c  b /  „Tlusté“ těleso: je nutné uvažovat nejen vnější ale i vnitřní sdílení tepla. Vzniká nerovnoměrné teplotní pole, musí se respektovat teplotní spád v tělese a kontrolovat max.přípustná pnutí; Bi ≥ 0,5. Tepelná pnutí jsou limitujícím prvkem rychlosti ohřevu. Pokud způsobí plastickou deformaci => vznik zbytkových pnutí.

Řešení teplotního pole tenkých těles Při ohřevu se tenké těleso ohřívá rovnoměrně v celém průřezu a není zde nebezpečí vzniku pnutí. Rozdělení teploty se počítá dle Newtonovy rovnice. Vnější tepelný tok za dobu dτ se rovná přírůstku tepelného obsahu tělesa, jehož teplota se změní o dt. qsp-m – vnější tepelný tok mezi Množství tepla a tepelné toky spalinami a materiálem Q  qsp  m  S m   Q  m  c  t Sm – plocha povrchu tělesa m – hmotnost tělesa q sp m  S m  d  m  c  dt c – měrné teplo tělesa Převažuje sdílení tepla prouděním Zde qsp-m = qk a pro ohřev platí: qk = αk . (tpec - tm). Dosazením αk . (tpec - tm) . dτ = m/Sm . c . dt Tuto rovnici řešíme pro základní typy těles: nekonečná deska, válec a koule. Určíme poměr mezi hmotností m a plochou povrchu tělesa Sm.

Řešení teplotního pole tenkých těles 2  Platí

m/Sm = ρ . b / k b – poloměr, polovina tl.desky k – charakterizuje těleso Dosazením do předchozí rovnice dostáváme Integrací pro počáteční teplotu t0 a konečnou teplotu tk dostaneme dobu ohřevu

k = 1 – neohraničená deska k = 2 – neohraničený válec k = 3 – koule dt  bc d   k k t pec  t

Konečná teplota pro danou dobu ohřevu se určí z rovnice

tk  t pec   t pec  t0  e

t pec  t0 b c k   ln k  k t pec  t k

Průměrná teplota t k  t0 t t   pec tělesa během t pec  t0 ln jeho ohřevu se t pec  t k určí z rovnice



 k  k  k  bc

tpec = 800ºC; αk ≈ 16 Wm-2K-1 tpec = 1400ºC; αk ≈ 14 tm = 20ºC; c = 0,46 kJ kg-1K-1 tm = 800-1200ºC; c = 0,68

Řešení teplotního pole tlustých těles Dochází ke vzniku teplotního spádu po průřezu tělesa. t 2  a   t Kromě vnějšího přenosu tepla sledujeme i šíření tepla  z povrchu do středu tělesa. Řešíme Fourierovu rovnici: Pro řešení této rovnice potřebujeme znát * geometrický tvar tělesa (deska, válec, koule,…) * okrajové a počáteční podmínky (jsou celkem 4 možnosti) * intenzitu a rozložení zdrojů tepla v tělese (tepelný zdroj či teplotní) * tepelné a mechanické vlastnosti materiálu (λ, ρ, c) jako funkci teploty Počáteční podmínka: Rozdělení teploty v tělese na počátku ohřevu (ochlazování) tj. pro τ = 0. Teplota může ale nemusí být konstantní Okrajová podmínka - tepelné podmínky na povrchu tělesa, tj. vnější zdroj tepla a podmínky sdílení tepla mezi zdrojem a povrchem.

Řešení teplotního pole tlustých těles 2  Obecné řešení dif. rovnice je dáno Fourierovými řadami, kde se používají Besselovy funkce prvého a druhého řádu. Vzhledem ke složitosti výpočtu se využívá kritérií podobnosti Bi a Fo, pro které jsou sestaveny průběhy poměrných teplot (simplexy) pro různé hodnoty. Biotovo číslo Bi - zda převažuje sdílení tepla vedením nebo sáláním a prouděním. Fourierovo číslo Fo určuje rozdělení teplot po průřezu.

 c  b αc součinitel vnějšího přestupu tepla [Wm-2 K-1] Bi  b charakteristický rozměr [m]  λ tepelná vodivost ohřívaného materiálu [Wm-1 K-1] a  2 -1 Fo 

a teplotní vodivost a = λ /c. ρ [m s ] b τ čas [s]   tp   ts Simplex pro teplotu na povrchu Y p  Ys    t0   t0 a simplex pro teplotu ve středu 2

θ – teplota okolí, t0 – teplota počáteční, tp,s – teplota povrchu (ve středu)

Rychlost ohřevu Aby se tepelná pnutí udržela v přípustných mezích je nutné ohřev rozdělit minimálně do dvou fází: do fáze předehřívání s nižší rychlostí ohřevu (vyskytují se tepelná pnutí) a do fáze ohřevu na konečnou teplotu. Pro nízko C-oceli je fáze předehřívání do 500C. k  a  T Přípustná c rychlost ohřevu b2

k tvarový součinitel deska k = 2,1; válec k = 5,6 a teplotní vodivost [m2 h-1] ΔT přípustný teplotní rozdíl b charakteristický rozměr

k  D T   E

Přípustný teplotní rozdíl

k tvarový součinitel deska k = 1,05; válec k = 1,4 σD dovolené napětí [MPa] E modul pružnosti v tahu [MPa] α teplotní délková roztažnost [K-1]

Čím větší je rychlost ohřevu, tím kratší je doba ohřevu, ale tím větší mohou být tepelná pnutí v ohřívaném tělese.

Doba ohřevu dle Dobrochotova

Kremer, Obroučka: Ohřev kovů

Komorový ohřev do tp = 100 mm τ doba ohřevu [hod] tp průměr (strana) polotovaru [m] kM součinitel materiálové povahy Rychloohřev

Hašek: Kování

  k M   t p  t p kM = 10 pro konstrukční oceli kM = 13,3-6,7 pro legované oceli kM = 20 pro vysokolegované oceli

  5  k M 2   t p  t p

kM2 je v rozmezí 1 až 2,5

Oxidace oceli

Část fázového diagramu železo-uhlík

Tvorba okují Vrstva okují při teplotě 1050ºC a změna koncentrace kyslíku ve vrstvě okují 1 - pórovitá vrstva okují 2 - krystaly (větší k povrchu)

Tepelná vodivost, měrné teplo Tepelná vodivost charakterizuje schopnost kovů vést teplo. Čím je větší, tím za stejných podmínek nastává rychlejší změna teplot v tělese. Průběh tepelné vodivosti λ [W m-1 K-1] A – čisté železo B – uhlíkové a nízkolegované oceli C – středně legované oceli D – vysokolegované oceli E – nástrojové oceli Pro nízkouhlíkaté oceli λstr = 40 W m-1 K-1

Měrné teplo c [J kg-1 K-1] Větší měrné teplo (měrná tepelná kapacita ) prodlužuje dobu ohřevu a zvyšuje jeho energetickou náročnost. Měrné teplo závisí obecně na chemickém složení materiálu, teplotě a struktuře.

Součinitel teplotní vodivosti a [m2 s‐1] Charakterizuje rychlost teplotních změn ohřívaného (ochlazovaného) tělesa. Větší součinitel teplotní vodivosti a zkracuje dobu ohřevu. Součinitel tepelné setrvačnosti f – nezávisí příliš na teplotě – užívá se pro náhradu součinitele tepelné vodivosti

 a  c

většina ocelí a ≈ 39.10-7 m2 s-1

f 

   c

Hustota [kg m‐3] a modul pružnosti Větší hustota má za následek pohlcení většího množství tepla ve stejném objemu tělesa, znamená to prodloužení doby ohřevu i vyrovnání teplot po jeho průřezu. Větší hustota zvyšuje energetickou náročnost ohřevu. 0 Hustota oceli závisí na chemickém složení t  kovu, jeho struktuře a teplotě. S rostoucí 1  t teplotou hustota klesá v závislosti na teplotní kde β = 3 . α - teplotní délkové roztažnosti α podle vztahu objemová roztažnost Pružné vlastnosti jsou charakterizovány modulem pružnosti a Poissonovou konst.μ = 0,28 až 0,45; pro ocel μ ≈ 0,3 S rostoucí teplotou modul pružnosti klesá. Při ohřevu se rovněž nepatrně zmenšuje hodnota poměrného prodloužení i kontrakce.

Ohřívací zařízení Rozhoduje druh ohřevu (ohřev na tvářecí teplotu, pece pro tepelné zpracování), metoda ohřevu, velikost ohřívaných polotovarů. Parametry: max.hmotnost vsázky, pracovní prostor - velikost, měrný výkon (kg/m2/hod), spotřeba tepla (MJ/kg), účinnost. Ohřívací zařízení pro volné kování Jedno- či dvoukomorové pece, vytápějí se plynem (naftou), vyzdívka šamotová či vláknitá, výměník tepla (regenerátor, rekuperátor). * komorové pece s pevnou nístějí (menší ingoty) * pece vozové pro těžké vsázky, nístěj je umístěna na podvozku * narážecí průchozí pece kovářské (malosériová výroba, malé kusy) Ohřívací zařízení pro zápustkové kování Kadenci ohřátého materiálu sladit s tepelným příkonem pece * karuselové (talířové) průchozí s otočnou nístějí, menší kusy * komorové, liší se konstrukcí a provedením, nízká účinnost * štěrbinové pro ohřev konců tyčí, trubek nebo dělené tyčoviny

Plynové pece zóny 2 předehřev 3 ohřev 4 vyrovnání

Karuselová pec s otočnou Vozová pec: nístěj (1) vyjíždí na nístějí a tangenciálními podvozku (8), hořáky (5,6) hořáky a rekuperátorem (6).

Indukční středofrekvenční ohřev Indukční cívka (induktor) tvoří primární vinutí transformátoru. Sekundární vinutí tvoří ohřívaný polotovar - závit nakrátko. Ohřev nastává ohmickými ztrátami - jsou úměrné spec.odporu ohřívaného materiálu a kvadrátu intensity vířivých proudu. Vířivé proudy vznikají v povrchové vrstvě a směrem do středu exponenciálně klesají. Vyšší kmitočet => ↓ tl.vrstvy, ↑ tepl.spád. Hloubka vniku  je vzdálenost, kdy amplituda  503 se zmenší na 1/e původní hodnoty na povrchu

 f .r

Pro dosažení větší hloubky  je třeba zvětšit měrný výkon, a to tím více, čím větší frekvenci použijeme. Čím větší průměr => použít nižší frekvenci, jinak se bude ohřívat jen povrch.

Hloubka vniku vířivých proudů r - poměrná permeabilita  - měrný odpor [ mm2/m] f - frekvence

Pro rychlý odhad platí, že optimální ohřívaný průměr je 3,5 násobek hloubky vniku vířivých proudů z obou stran.

Volba frekvence, spotřeba energie Volba rozměru polotovaru z oceli pro ekonomický ohřev frekvence v Hz 500 1000 2000 3000 4000 10000 opt. průměr 87 68 46 34 30 19 (hrana) v mm rozsah průměrů 50  200 40  150 30  100 22  80 20  70 16  45 (hran)

Průměrná spotřeba měrné energie pro různé materiály a teploty teplota C Al + Al slit.

300

Cu + mosazi

500

oceli

1000

spotřeba teplota spotřeba teplota spotřeba kWh/kg kWh/kg C C kWh/kg 0,19 ÷ 0,24 ÷ 0,3 ÷ 400 500 0,28 0,35 0,44 0,14 ÷ 0,20 ÷ 0,26 ÷ 700 900 0,23 0,32 0,41 0,32 ÷ 0,35 ÷ 0,3 ÷ 0,5 1100 1200 0,55 0,6

Návrh induktoru, doba ohřevu  Základní typy konstrukce ohříváček: Úplný ohřev špalíků, částečný ohřev konců tyčí, ohřev celých tyčí Délka induktoru: rozhoduje doba ohřevu, délka přístřihu, takt kování Doba ohřevu: je funkcí průměru tyče a max. gradientu teplot mezi povrchem a středem tyče (pěchování 50-150C; protlačování 10-20C). Měrný výkon: kolik kg materiálu ohřát; účinnost (cca 60 až 85 %)

Pracoviště zápustkového kování

Teorie a metodika tváření 9 Metody dělení, přehled plošného tváření

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Dělení materiálu Jedná se o oddělování materiálu v celém průřezu. Rozeznáváme dělení bezodpadové či s odpadem, objemové (tyčí, trubek) či plošné (dělení plechu), za studena či za zvýšené teploty. Kritéria pro volbu metody * jakost a druh materiálu (oceli pevnost, obsah C a legujících prvků; plasty – nebezpečí vzniku jedovatých zplodin) * tloušťka materiálu (omezena zvolenou metodou) * sériovost výroby (produktivita dělení) * požadovaná přesnost (hmotnost, jakost či rovinatost řezu) * poměr mezi délkou a průměrem (stranou) oddělované části L/D (následuje pěchování čí kování na plocho) * následně použitá technologie (finální technologie či dělení slouží pouze pro přípravu polotovarů) * ekonomické a ekologické požadavky

Metody dělení Dělení bezodpadové * stříhání za studena: do ø210 pro Rm = 450 MPa (s vyšší pevností max. průměr klesá, pro Rm = 700 MPa je to cca 170 mm) * stříhání s ohřevem na 300 - 400ºC, za tepla až na cca 800 - 900ºC * sekání za tepla: při volném kování na hydraulických lisech velké tl. * lámání za studena: je nutná dostatečná křehkost, pro Rm > 600 MPa * adiabatické dělení – stříhání velmi vysokou rychlostí => ↑↑ teplota Dělení odpadové * řezání pilou: rámovou, kotoučovou, pásovou => rozhoduje výkon řezání v cm2/min, prořez, řezná rychlost v m/min, max.průměr mat. * dělení rozbrušováním, kotouče do 800 mm, lze i teplý materiál. * řezání vodním paprskem: vše i sendvičové konstrukce. Nevytváří se tepelně ovlivněná zóna, ani zpevněná okrajová vrstva. Nedochází zde k chemickému působení na řezaný materiál. Pracovní tlak vody 2000 až 4000 bar. Možnost přidat abrazivo, tloušťka 60 až 700 mm.

Příklady dělení Lámání tyčí: dělení pevných materiálů (Rm > 650 MPa); v místě dělení je vrub.

Adiabatické dělení tyčí Dělení trubek krutem Gilotinové a kruhové nůžky pro dělení plechů

Kritéria dělení tyčí

Dosahovaná produktivita

Hmotnost odpadu, šířka prořezu

Metody upínání tyčí při dělení Střih bez přidržovače

Střih s přidržovačem tyče

Střih s přidržovačem ústřižku

Střih s přidržovačem ústřižku i tyče

Objemové stříhání Průběh střižného procesu, jakost střižné plochy a její poloha jsou závislé na geometrii nástroje, na ústřižku a na podmínkách stříhání. pásmo zeslabení (otlačení) 6%

pásmo elastického střihu 10%

ax = 0,4 . d běžná jakost ax = 0,2 . d tvrdá ocel

pásmo lomu 80%

pásmo zatlačení nože 4%

Schéma střižné plochy

Objemové stříhání tyčí Při stříhání je mezi noži vůle, která je funkcí pevnosti materiálu. F1 = Fs . b/a M = Fs . b Střih s přidržovačem tyče Působením střižné síly vzniká klopný moment M, který musí být zachycen silou F1 na přidržovači tyče.Ten působí i na doraz a má za následek šikmý střih díky plastickému ohybu na začátku střihu. Fd = 0,2 . Fs FH  0,15 . Fs Ovlivnění kvality střižné plochy Fs . b = Fp (c + b)

Spodní přidržovač

Velikost a průběh síly při stříhání 

z = (0,02 až 0,12) . s0 Velikost střižné mezery mezi noži klesá s rostoucí pevností materiálu. Stříhání za studena Fs  (1,25  1,5)   str  S síla od přidržovače F1  0,4  1  Fs Stříhání za tepla Střižná práce

Fs  (1,2  1,4)  S  Rmt As  Fs  hs ; hs = (0,1 až 0,35) . s0 - hl.vniknutí Ac  1,7  2   As

Metody  stříhání  tyčí

Princip stříhání trubek

Trubka je nasunuta na pohyblivý a plovoucí trn. Při pohybu beranu dolů se provede střih, při zpětném pohybu se vysune pevný trn a ústřižek se vyhodí. Pro trubky ø 20 – 65 mm, tl. stěny 2 – 6,5 mm, délka střihu 10 až 100 mm.

Nůžky pro objemové stříhání 1 nůžky

Ficep

nůžky ScKU

Nůžky pro přesné stříhání nůžky Caddy

vzhled plochy

Stříhání a děrování plechu Při stříhání plechu dochází k postupnému či současnému oddělování materiálu podél křivky střihu – obrys výstřižku, střižníku či střižnice. Přesnost je dána technologií, druhem a stavem materiálu, konstrukci a stavem nástroje, střižnou vůlí, tloušťkou stříhaného materiálu. Technologie stříhání a technologičnosti konstrukce výstřižku je dána: * rozměry otvorů vzhledem k tloušťce materiálu (při děrování) * vzdáleností mezi otvory * vzdáleností otvorů od kraje materiálu Střižná vůle v = Dm – Dp (rozdíl rozměrů pracovních částí střižnice a střižníku). Střižná mezera z je poloviční → z = v/2 Na správné velikosti střižné mezery závisí kvalita a jakost střihu, životnost nástroje i spotřeba energie.

Průběh děrování Při děrování pevným nástrojem rozlišujeme 3 fáze stříhání * pružná deformaci po dosednutí (σ < Re), stříhaný materiál se zaobluje * vznik trvalé deformaci (σ > Re) * vznik trhlinek u břitů (σ > Rms), ty postupují proti sobě, materiál se začíná oddělovat, čím je materiál tvrdší a křehčí, tím nastane dříve

Vliv vůle na průběh a kvalitu střihu Při děrování s normální vůlí se trhliny v okamžiku střihu setkají. Při malé a velké střižné vůli se pásmo otěru rozšíří na větší část plochy.

Vliv vůle na kvalitu střihu

Vzhled plochy - normální vůle 1 – zeslabení 2 – pásmo plastické deformace 3 – pásmo lomu 3a – pásmo otěru 4 – oblast zpevnění 5 – otřep 6 – vtisk dolního břitu

Průběh plastické deformace I - hlavní normálová napětí

Stříhání bez vůle II - hlavní smyková napětí – směry působení

A-B: průběh dělení materiálu

Mechanická schémata napětí a deformace Stříhání s vůlí

Výpočty sil a práce při stříhání Velikost střižné vůle v = 2 . z je funkcí materiálu a stříhané tloušťky. Její hodnota roste s rostoucí tloušťkou a klesá s pevností stříhaného materiálu. Kvalita povrchu roste s klesající vůlí, ale síla roste. Pro ocelové plechy s ≤ 3 mm platí: v  2  z  0,632  c  s 

 str

ocelové plechy s > 3 mm v  0,632   1,5  c  s  0,0015   s – tloušťka plechu v mm c = 0,005 až 0,035 koeficient závislý na druhu stříhání τstr – pevnost ve střihu v MPa Výpočet síly a práce

 str

Fs  k s  S

A  Fs  s  K tv

S – stříhaná plocha

Ktv = 0,4 až 0,7 zaplnění prac.diag. k  1,2 1,5   s str  str  c  Rm ks – střižný odpor Pro ocel St 37: Rm = 300 až 450 MPa; nerez ocel: Rm = 650 až 750 MPa Pro oceli  str  110  0.56  Rm

Pro mosazi  str  171  0,285  Rm

Průběh síly dle konstrukce nástroje normální vůle

Rovný střih

Rovný střižník malá vůle

Fs = (1,15-1,3) l . s . τs Šikmý střih

Zkosený střižník normální vůle malá vůle

Fs  0,6  Rm   rel  s 2  / tg  εrel = 1,4 . A5

Nůžky pro plošné stříhání

Tabulové nůžky pákové

Tabulové nůžky hydraulické

Přesné stříhání s nátlačnou hranou

Při stříhání je rozhodující tvar nátlačné hrany a velikost střižné mezery z. Velikost mezery z je dána tloušťkou plechu s a poměrem průměru střižníku FS  S   str FOS  4 L  h N  Rm k tloušťce plechu - d/s. Fc = FS + FOS ; L, hN - délka a výška nátl.hrany

Postup při přesném stříhání

Nástroj – výchozí poloha

Nástroj se otevírá

Nátlačná hrana zalisována

Stříhání začíná

Ocelový pás a Výstřižek je odpad se vytlačí vytlačen

Stříhání dokončeno

Výstřižek a odpad se odstraní, pás se posune

Příklady přesných výstřižků

Nástroj pro přesné stříhání Schéma nástroje pevný střižník

Pohyblivý střižník

Návrh přesného výstřižku jednoduchý střih, střední výborná životnost hodnot y obtížný tvar, přijatelná životnost zhoršená životnost

- návrh zaoblení rohů - průměry otvorů - moduly, vzdálenosti,…

Automatizace při zpracování plechu 1 TRUMATIC 200 s rotací nástrojů

TRUMPF

Automatizace při zpracování plechu 2 Hlava stroje TRUMATIC 180 Systém řízení 32 bitový TRUMF CNC Elektrohydraulický pohon beranu. Hydraulické upínaní nástrojů. Rotace pro všechny nástroje. Maximální průměr nástroje 76,2 mm.

TRUMPF

Automatizace při zpracování plechu Princip niblování

Synchronní otáčení střižníku a střižnice

Nástroje pro stroje TRUMATIC 

Víceúčelové děrovací nástroje

Děrovací postupové lisy Schuler Lis Schuler: jmenovitá stříhací síla 2500 kN Příklady postupového stříhání a děrování statorových a rotorových plechů

Speciální metody dělení Stříhání pružným nástrojem Pryž, polyurethan – dostatečná tvrdost, jedna ostrá hrana, větší odpad, větší tvářecí síly, než při tváření. Děrování vysokým tlakem kapaliny Je nutný protitlak, používá se při výrobě trubek do automobilů. Adiabatické dělení Tváření vysokou lokální deformační rychlostí až 105 s-1. Není zde čas, aby se vzniklé deformační teplo odvedlo do okolí. Místní zvýšení teploty dosahuje až 1500ºC. V mnoha případech bylo pozorováno rovněž místní natavení. Adiabatické snížení pevnosti se používá pro dělení kovových tyčí a profilů.

Metody tepelného dělení Tepelně lze řezat téměř všechny materiály. Při řezání plamenem se materiál zahřívá na zápalnou teplotu, při tavném řezání na teplotu tavení a pří sublimačním řezání na odpařovací teplotu. Řezání plamenem Plamen zahřívá řezaný materiál na teplotu vznícení, teplo vzniká exotermickou reakcí kyslíku s řezanou ocelí, autogenem lze řezat oceli o tloušťkách od 3 až do 2000 mm. Řezání plazmou Plazmový paprsek vzniká v elektrickém oblouku a taví kovový materiál, který je následně vyfoukáván z řezné spáry. Jako plazma se používá směs argonu a vodíku, nebo dusík s přídavnou injekcí vody. Řezání laserem Používá se plynový CO2 laser s energií až 107 W/cm2. Laserový paprsek vzniká elektrickým buzením směsi kysličníku uhličitého, dusíku a helia. Řezací plyn je kyslík. Ekonomicky výhodné pro malé tloušťky. Laser pevnolátkový (typ YAG) je lacinější, menší tloušťky.

Řezání vodním paprskem ‐ princip Pro měkké materiály 2000-3000 bar se používá čistá voda. Pro ostatní materiály abrazivní paprsek s příměsí přírodního olivínu či granátu. Řezání všech materiálů jedním nástrojem s minimálním tlakem až Q = 2–6 l/min do tloušťky 150 mm. 2 ≈ 70 2,8 l/min Nevznikají jedovaté mm A = 2 ≈ 10 mm plyny ani tepelně ovlivněná oblast. spára Přesnost dělení až ± Flow 0,08 – 0,3 0,04 mm. waterjet Flow Int. 4000 bar

spára 0,8 – 1,6

Řezání vodním paprskem ‐ hlava

Řezací hlava Flow Paser s abrazivem

firma FLOW Systém Dynamic Waterjet, rychlost řezání dána druhem a tl.materiálu. CAD-CAM program pro řezání od firmy PTV, spol.s r.o.

Řezání vodním paprskem ‐ aplikace Různé druhy těsnění, termoplasty, reaktoplasty papír, rouna, pěniva, …

Všechny druhy oceli, slitiny hliníku, titanu, kompozitní materiály, žula, keramika, sklo i potraviny. Řezání rozměrů ve 2D i ve 3D

Možnosti 3D řezání od firmy PTV

Příklady dělení

Nástroj pro postupové stříhání

Teorie a metodika tváření 10 Metody plošného tváření, ohýbání

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Technologie plošného tváření Vstupní polotovar - plech Tloušťky: 0,02 – 1,5 mm (5 mm), válcování za tepla, za studena. Normy: technické dodací předpisy, rozměrové a jakostní normy. Forma: tabule, pásy, pruhy, svitky v různém provedení. Podmínky tváření Tváření probíhá obvykle za studena s výjimkou vysoce pevných ocelí Přetváření: ve dvou směrech, nedochází k nadměrnému ztenčení Tvary: rovinné, prostorové, duté, kombinované Základní operace - ČSN 226001 Stříhání – dochází k oddělování materiálu vlivem střižných napětí. Ohýbání – na vnějším povrchu vznikají tahová pnutí, dovnitř klesají na nulu a na vnitřním povrchu přecházejí na tlaková. Vypínání – tahová napětí ve dvou směrech na sebe kolmých; rovinný případ: deformace v příčném směru je potlačena okolním materiálem. Tažení – prodlužování v jednom směru a stlačování v opačném směru.

Možnosti zpracování plechu Proces stárnutí: V průběhu uložení ocelových plechů může dojít ke změně fyzikálních a mechanických vlastností. Stárnutím přechází ocel ze stavu strukturně metastabilního do stavu blízkého rovnovážnému, a to při pokojové teplotě nebo při zvýšené teplotě (zpravidla do 350ºC). Deformační stárnutí – dislokace působí jako místa pro hromadění atomů C a N; další vylučování je řízeno difúzí indukovanou napětím. Hranice tvařitelnosti jsou ovlivněny materiálem a především stavem napjatosti. Jeho důsledkem jsou 2 základní typy porušení: * Prasknutí: vlivem tahových napětí je v kritickém místě překročena mez pevnosti a dojde ke vzniku trhliny. * Zvlnění: vlivem především tlakových vydutý vznik trhliny napětí dochází ke ztrátě stability a tím k vyboulení či zvlnění plechu. Dle tvaru hrany ohybu dojde na hraně vypouklý zvlnění ohybu ke vzniku trhliny nebo ke zvlnění.

Metody stříhání, ohýbání ‐ přehled

Metody tažení ‐ přehled

Technologie ohýbání Při ohybu dochází k požadované změně tvaru v poměrně malém objemu materiálu, ve kterém napětí i deformace mění svoji velikost a smysl. Vzniká zde nejprve lokální elastická deformace, která přechází v nehomogenní plastickou. Nedochází k podstatné změně průřezu. Pokud je výchozím polotovarem tyč nebo profilový materiál (trubka, výkovek apod.), pak může dojít i k významnější změně průřezu. Při ohýbání se uplatní hlavně vliv deformačního zpevnění i normálové anizotropie. Vliv meze pevnosti na proces ohýbání je méně významný. Z hlediska přenosu napětí na ohýbanou součást rozlišujeme * ohyb vnějším momentem * ohyb lokální zatěžující silou F * ohyb vnějším momentem v kombinaci s tahem či tlakem Metody ohýbání se liší podle druhu výchozího polotovaru, podle požadovaného tvaru (velikosti) konečné součásti a podle sériovosti.

Charakteristiky ohýbání Z technologického hlediska je ohýbání charakterizováno: * vznikem neutrální vrstvy (na vnitřní straně tlak, na vnější tah) * deformací příčného průřezu pro b/s  3 (šířka/tloušťka) * minimálně přípustným poloměrem ohybu (funkce materiálu, vláken) * odpružením (funkce materiálu, tloušťky, r; pro r/s  3 zanedbatelné) Klasifikace metod podle pohybu nástroje * Ohýbání s lineárním pohybem nástroje: - volné ohýbání: nástroj slouží k přenosu síly - ohýbání v nástroji: ohybník tlačí materiál do ohybnice; V-ohyb, U-ohyb, ohýbání do kruhového tvaru a vytváření příruby v nástroji. * Ohýbání s rotačním pohybem nástroje: - ohyb se vytváří postupně: zakružování, profilování, rovnání, …

Schéma napjatosti při ohýbání Při ohybu s malým poloměrem zaoblení (r/s ≤ 6) dochází ke změně tloušťky materiálu i ke změně průřezu; neutrální vrstva se posouvá na stlačovanou stranu. Poloměr ohybu neutrální vrstvy: ohyb tyče

s   r   x x - součinitel posunutí 2 r/s

0,1

0,25

0,5

1

3

x 0,64 0,70 0,76 0,84 0,94 Délka oblouku této vrstvy v úseku ohybu

  

 s l   r   x  180  2 

ohyb plechu Pro r/s > 12 neutrální vrstva je uprostřed tloušťky výchozího materiálu

Výpočet parametrů ohýbání ‐ ČSN 22 7340 Plastické přetvoření (Mp) začíná v krajních vláknech, když napětí zde dosáhne σk. Fo  L 4 b  s2 M oi  Rm  4 b  s2 Fo   Rm L

Moment vnějších sil M oe  Max. moment pro plně plastický ohyb Ohybová síla

Vliv zpevnění

b - šířka ohýbaného profilu s - tloušťka (výška) profilu L - vzdálenost mezi podporami Rm - mez pevnosti

Technologické parametry ‐ rmin Minimální poloměr ohybu rmin. Poloměr ohybu, při kterém se neporuší materiál, je dán podmínkou, že napětí na vnějším povrchu σo < Rm. Poměrné prodloužení vnějších vláken vůči neutrální ose je dáno vztahem: l1  l 0 r  s  r  s 2  l s    1  l0 l0 r  s 2 2r  s Hodnotu rmin dostaneme pro ε1 = εm, kde εm je prodloužení na mezi pevnosti. Zavádíme parametr c p  rmin s materiál poloha

rmin

s  2

 1     1   m 

vyžíhaný zpevněný napříč podél napříč podél

hliník 0,02 ocel 0,3%C 0,2 titan 0,5ohřev

0,2 0,6 1

0,3 0,6 3

0,8 1,2 5

Ohyb kolmo na směr a ve směru vláken

Technologické parametry ‐ β Úhel odpružení β. Přestane-li ohybová síla působit dochází k odlehčení a nastane odpružení (β ) materiálu vlivem zbytkových pnutí uvnitř materiálu.

β = α1 (1- k) Poloměr ohybu R1 se zvětší na R2 a úhel α1 se zmenší na hodnotu α2. Velikost odpružení je β = α1 - α2. Koeficient k   2  1 odpružení k  R1  t 2 R2  t 2

Volné ohýbání Velikost úhlu ohybu α je dána dráhou ohybníku do ohybnice na vzdálenost Y Jedním nástrojem lze docílit různou velikost úhlu α. Ta je dána tl.plechu a mechanickými vlastnostmi plechu Materiál s větší hodnotou n více zpevní. Přirozený poloměr ohybu bude větší.

n ↑ o 20% => úhel α ↓ o 3º tl. ↑ o 10% => úhel α ↓ o 3,5º

Volné ohýbání ‐ odpružení Po dokončení ohybu, když přestane síla působit, dochází k odpružení, které způsobí indukované napětí. Při vzrůstu Rm o 10% se odpružení zvýší o 0,2º (pro Rm = 400 MPa).

Při zvýšení tloušťky o 20% bude odpružení o 0,3º menší.

Princip ohraňování Ohraňovací lisy se používají převážně pro tzv. volné ohýbání. Plech je postupně ohýbán mezi zaoblenými hranami otevřeného V-profilu. Úhel lisovníku volí obvykle o 4º menší, než je požadovaný úhel ohybu. Postupným ohýbáním vznikne příslušný otevřený či uzavřený profil. Rozhodující je přesnost nastavení. b  s2 Fo  1,33 Rm L Pro L = (6 až 12) . s

2bodový ohyb

3bodový ohyb

Při ohýbání do uzavřeného Vtvaru při styku bočních ploch, síla je 2x větší. Při ohýbání s kalibrací je síla cca 5x větší.

Ohraňování – ohraňovací lisy Výhody: * velká variabilita procesu; * bez problémů lze přístřihy ohýbat i v příčném směru Nevýhody: * nízký stupeň automatizace, který je možné zvýšit použitím robotizace; * nízká sériovost a podélná tvarová složitost; * velké poloměry zaoblení hran ohybu při použití standardních nástrojů; * lze zpracovávat pouze přístřihy plechu. Základní znaky ohraňovacích lisů: * Speciální druh hydraulického či mechanického lisu s odlišnou konstrukcí, který je uzpůsoben k ohýbání dlouhých výlisků * Síla lisu se odvíjí od délky nástroje, typu a tloušťky plechu, aby bylo možno bez problému požadovaný tvar ohnout. * Maximální užitečná síla je v rozmezí přibližně 600 – 6000 kN; délky nástrojů se pohybují od 1200mm (nejčastěji 2500 – 3500) až 8000 mm.

Ohraňovací lisy upínání nástrojů

detail nástroje Lis firmy TRUMPF CNC TrumaBend V 50

Postup práce na ohraňovacích lisech 1

Postup práce na ohraňovacích lisech 2

Zásady konstrukce ‐ omezení Pro L > 8 . s dosadit L = 2 . L1

b  s2 Rm Fo  1,33 L

x1  d  s  0,8  Ri  l d bmin ≥ 0,707 . L

x2 1,1  b  s  0,8  l b

Zásady konstrukce ohybů vhodné

nevhodné

1. Ohybová čára nesmí probíhat v obrysu jiného ohybu, jinak dojde ke vzniku trhliny => b = 1,5 s 2. Je třeba se vyhnout zkoseným hranám na ohybové hraně => lmin = 0,5 L + s 3. Místo krátkého ramene ohybu „y“ je výhodnější odstranit hranu druhého ramene => xmin = (1-1,5) s 4. Místo krátkého ramene ohybu „y“ se doporučuje udělat vybrání kolem ohybové hrany => xmin = (1-1,5) s

Ohýbání na ohýbačkách Ohýbačka s kyvným ramenem slouží k vykonávání jednoduchých ohybů ostrých nebo oblých podle druhu použitého pravítka horní čelisti.

Plech upnutý mezi horní a dolní čelist je ohýbán zdvíháním přední kyvné čelisti. Maximální tloušťka ohýbaného plechu je 2 až 5 mm pro ocel o pevnosti 450 MPa.

Postup práce na ohýbačkách

Mechanická ohýbačka plechu XOMM 2000/4 firmy Metalpress, spol.s r.o. Postup vytváření různých profilů na ohýbačce

Ohýbání rotujícím nástrojem

FAMAR s.n.c.

Ohýbání ve válcích se nazývá též zakružování. Ohybový moment se vytváří působením 2 nebo 3 válců. Minimální hodnota je omezena průměrem ohýbacích válců. Maximální poloměr rmax je dán podmínkou, kdy ve vnějších vláknech dojde ke kluzu. s E rmax  εe = Re/E 2  Re Postupné vytváření ohybu

Zakružování tlustých plechů

THYSEN Max.šířka 3150 mm; max.tl. 160 mm pro Re = 250 MPa

Určení parametrů při zakružování Hydraulická ohýbačka typu XZMP 2000/8C. Dolní dva válce jsou hnané. Horní válec je výškově přestavitelný. Rozhoduje * tloušťka plechu * jakost materiálu * průměr a šířka hotového válce Re = 400 MPa; Rm = 650 MPa Re = 350 MPa; Rm = 600 MPa Re = 280 MPa; Rm = 500 MPa Re = 240 MPa; Rm = 400 MPa Re = 210 MPa; Rm = 340 MPa

Profilování na profilovacích linkách Profilování se používá pro kontinuální výrobu profilů (dveřních, okenních). Tvar je vytvářen postupně průchodem řady kladek.

princip

Tloušťka plechu je v rozmezí 0,4÷ 10 mm. Průběh deformace Počet válců dán profilem

Příklady profilů

Otevřené profily

Uzavřený a otevřený profil

Uzavřený profil vypěněný

Otevřený profil děrovaný

Otevřený profil příčně ohýbaný a děrovaný

Profilování na vroubkovačkách Hlavním znakem vroubkovacích (obrubovacích) strojů jsou dva kinematicky spojené hřídele poháněné jedním motorem. Horní kladka je vertikálně nastavitelná. Dolní kladka je přestavitelná ve směru osy. Požadované profily jsou dané tvarem obou kladek a jejich okamžitou vzdáleností.

Příklady výrobků získaných na vroubkovačce

Ohýbání trubek

Detail trnu

Rotační ohýbání s využitím vnitřního trnu

Ohýbání trubek OMNI‐X

Princip ohýbání bez trnu Parametry pro volbu metody ohýbání: OD/WT; CLR/OD

Princip ohýbání s trnem

Minimální poloměr zaoblení Minimální poloměr ohýbání je funkcí: materiálové vlastnosti, rozměry a tvar ohybu, úhel ohybu, směr ohybu metoda ohybu Aluminium is one of the best materials for bending. The bendability is best in the soft, annealed condition or immediately after solution treatment. It will decrease if the material undergoes any cold working or room temperature ageing. After full heat-treatment, forming is difficult, especially with the stronger alloys.

Minimum bend radius (90°) for EN AW-1050A (flat bar)

Minimum bend radius (90°) for EN AW-6082 (flat bar)

Schéma napjatosti při ohýbání dodělat

ohyb tyče ohyb plechu

materiálové vlastnosti rozměry a tvar ohybu

Ohýbání nosníku – odpružení

ASM příručka str. 882

Teorie a metodika tváření 11 Metody tažení

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Technologie tažení Tažení je trvalé přetvoření rovinné plochy v dutou prostorovou plochu. Obvykle dostáváme nerozvinutelný tvar bez podstatného zeslabení tloušťky plechu. Tažení je nejrozšířenější metoda tváření plechů. Základní metody tažení * vypínání (dvojosá tahová napjatosti) * tažení bez zeslabení stěny (s přidržovačem, bez přidržovače ) * obrácené tažení (přehrnování) * tažení se zeslabením stěny * tažení nepevnými nástroji (gumou, kapalinou, výbuchem atd.).

Prosté vypínaní Vypínání je proces tváření plechu a profilů kombinací tahových a ohybových napětí. Plech je po stranách pevně upnut a prohlubování se děje pevným razníkem. Plech může být tvářen buď mezi pevnými nástroji nebo může být vytahován mezi dvěma upínacími čelistmi. K přetvoření dochází pouze pod vlivem tahových napětí. Povrch (plocha) plechu se zvětšuje na úkor změny tloušťky plechu. Oblast aplikací Kusová výroba relativně plochých součástí velkých rozměrů jako jsou vnější části karosérií, potahy křídel pro prototypy nebo pro malé série. Prosté vypínání Polotovar plechu se upíná mezi dvě nehybné upínací čelisti, umístěné proti sobě. Součást získává svůj tvar pohybem tvářecího nástroje ve svislém směru. Plech se nejprve přitiskne podél okraje nástroje. Následkem toho u plochých tvarů téměř nedojde k přetvoření plechu ve středové oblasti v důsledku třecích sil => nerovnoměrné odpružení.

Prosté vypínaní ‐ příklad

Výroba části křídla

Nástroj a vytažený polotovar

Přístřih

Hotová součást

Tangenciální vypínaní Upínací čelisti a nástroj jsou pohyblivé. Tváříme ve dvou fázích. Nejprve se plech uchopí na opačných stranách dvěma upínkami. Ty se pohybují vodorovně od sebe a vytvoří homogenní plastickou deformaci.

Ve druhé fázi tvářecí nástroj svislým pohybem tváří plech. Upínací čelisti se naklápějí a orientují se ve směru tahových napětí v plechu. Polotovar je tangenciálně „napínán“ na tvářecí nástroj. Současné působení přídavných tahových napětí na polotovar během vlastní deformace snižuje zbytková napětí. Znamená to menší odpružení, než jaké je při prostém vypínání, tvarová přesnost je vyšší a současně je větší i pevnost vybouleného výlisku.

Lis na tangenciální vypínání

Výroba střešních panelů pro vagóny, opláštění pro autobusy, opláštění pro letecký průmysl. Max.šířka 6,1m; délka 9,3 m. Síla lisovníku 10 MN.

Vypínaní metodou Cyril‐Bath Princip 3. kroku

ε = 2 až 4%

Během zdvihu se upínací čelisti pohybují řízeným pohybem; napětí v plechu lze tak řídit. Plochu součásti lze zvětšit vtažením plechu, nikoliv jen na úkor jeho tloušťky

1. Upnutí a předepnutí plechu 4. Návrat lisovníku do výchozí 2. Natažení plechu na nástroj polohy 3. Vylisování součásti protitlakem 5. Otevření čelistí, vyjmutí součásti

Vypínání ve více směrech Princip flexibilního vypínacího zařízení Upínací čelisti umístěné po obvodě tvářecího nástroje, jsou nezávislé a ind. programovatelné. Svislé a vodorovné pohyby jsou koordinovány tak, aby se vytvořila požadovaná křivkovou trajektorie pro natažení přístřihu na tvářecí nástroj.

Hluboké tažení válcových nádob Vnější oblast příruby: tangenciální směr → tlaková napětí (otázka použití přidržovače; radiální směr → zeslabení tloušťky přístřihu. Změna tloušťky plechu v přírubě je dána poměrem mezi tangenciálními a radiálními napětími. Největší zesílení tloušťky je na obvodě, pak ubývá; největší zeslabení je přechod mezi dnem a stěnou → nejkritičtější místo. radiální deformace

 2  ln  s1 s0  tangenciální deformace

Mechanická schémata

Výpočet hlavních napětí v přírubě Pro výpočet rozložení radiálních a tangenciálních napětí vyjdeme z podmínky rovnováhy sil na element.  1  d 1    d  s  d –  1  s    d – 2   3  s  d  sin d 2   0

po dosazení za sin d 2   d 2 a úpravě získáváme základní dif. σ1 radiální rovnici 1   3 d 1 σ3 tangenciální   0 d  Po dosazení za podmínku plasticity  1   3   k a integraci dostáváme d odkud  1    k  ln   C Hodnotu C určíme d 1    k    R0   1   k  ln  z okr.podmínky: ρ = R0 => σ1 = 0 => C = σk . ln R0    

Výpočet hlavních napětí v přírubě Za předpokladu, že tloušťka plechu zůstává konstantní, pak z podmínky plasticity  3   1   k pro tangenciální tlakové napětí   R0   platí  3    k  1  ln        Uvedené rovnice platí pro ideální případ, kdy zanedbáváme vliv přidržovače ( σ2 ≈ 0) i zpevnění materiálu. Hodnoty napětí σ1 i σ3 se mění v závislosti na hloubce tažení podle hodnoty ρ: r1 ≤ ρ ≤ R0

Max. hodnota σ1 je na hraně tažnice ρ = r1 pro m0 = d1 / D0 platí

 R0  1max   k  ln   r1  1  1max   k  ln   m0

     

Pro σ1 = σk je teoretický mezní součinitel tažení mo mez = 0,368

Uvedené hodnoty platí pouze pro homogenní deformaci příruby se zanedbáním vlivu tření, zpevnění i ohybu kolem tažné hrany

Výpočet rozdělení deformací Platí φr + φs + φt = 0. Hodnota φt na vytaženém kalíšku je dána vztahem  r1  d  r1  ln  t   3  ln =  d     d 2      r1   Max. hodnota při vytažení  3 max  ln   R0  Při zanedbání změny tloušťky (φs = φ2 = 0) je maximální radiální deformace (φ1 = - φ3) Počítáme se změnou tloušťky: Využijeme vztah 1    3   2 kde  2  ln  s1 s0  pak platí

 1   ln r1    ln s1 s0  kde s1 a s0 jsou konečná a počáteční tloušťka plechu

Určení hodnoty ztenčení plechu Průběh změny tloušťky určíme z rovnic, které udávají vztah mezi napětími a deformacemi: 2  3  3  1 1   2 = = konst. = 1   2 2  3  3  1 z prvých dvou členů při zanedbání vlivu přidržovače (σ2 = 0) po úpravě dostáváme:   3 2  3  současně  1    3   2 1 1   2

Po dosazení a úpravě dostáváme  3    3  2   2    1    2   3  1   3   3 Po dosazení vztahů za σ1 a σ2 platí odkud  2  1  2  3 2  ln  R0    1 2   3 2  ln  R0  

1 

ln  R0    1  3 ln  R0    2

což jsou výsledné vztahy pro výpočet změny tloušťky i radiální def.

Výpočet tažné síly při hlubokém tažení Celková síla, potřebná pro hluboké tažení, je dána silou pro vlastní tažení, silou od přidržovače a silou od vyhazovače Fc = Ft + Fp + Fv. Na velikost tažné síly Ft má vliv radiální tahové napětí σ1, které je třeba zvýšit o vliv třecího napětí σf a o přírůstek radiálního napětí σo od ohybu a následného narovnání přes tažnou hranu tažnice. Dále se uplatní vliv tření při pohybu po tažné hraně úhel opásání α = π /4   Výsledné napětí ve směru tažení  z    1   f  2   o   e Výpočet třecího napětí σf Třecí síla je Ff = μ . Fp Napětí působí na úzkém okraji příruby po celém obvodě, platí 2   R  s0  f  2    F p

pak platí

  Fp f    R  s0

jsou zde 2 povrchy

Výpočet tažné síly 2 Výpočet ohybového napětí σo Ohybové napětí odvodíme z podmínky rovnováhy práce od vnější síly a práce momentu, nutné pro ohyb a následné narovnání  o  s0  R  d  M o  d kde

M o   k  s0 4 2

Rtc je poloměr zaoblení tažnice R  Rtc  s0 2 Po dosazení vypočteme 2    k  s0 o 2  Rtc  s0 2σo (ohyb a narovnání)

Po dosazení do  z    1   f  2   o   e   

kde

  Fp s0  R  z  1  1,6      k  ln + + 2  Rtc  s0   R  s0   k  

Hodnota tažné síly F1     d 1  s 0   s 0   z

eμ α ≈ (1+1,6 μ)   

Průběh síly a síla od přidržovače Průběh tažné síly se během tažení mění, nejprve narůstá a dosahuje svého maxima cca pro R = (0,75 až 0,78) R0 , pak klesá k nule. Pro výpočet max.tažné síly se dosadí do daného vztahu za R = 0,77 R0 a za ρ = r1 Přibližný vztah pro výpočet tažné síly

Průběh síly

F1 max = π (d1 + s0) s0 Rm Výpočet síly od přidržovače  2 2 Fp   D0   d 1  Rtc   p p 4 pp - měrný tlak přidržovače (2 ≈ 3MPa)





Deformační práce h1 - dráha beranu A = Fc . h1 . Ktv Ktv = 0,7 až 0,9

LDR ↓ pro d0/s0 ↑; pro μ ↑ pod přidržovačem => LDR více ↓

Hluboké tažení ‐ příklad Horní hranicí je vznik trhlin. To je dáno maximální sílou přidržovače, kterou může lis vyvinout. Dolní hranicí je dána tvorbou vln „typu I“.

Výlisek benzinové nádrže

Hluboké tažení Al slitin Při tváření Al plechů je třeba tváření omezit na oblast homogenní deformace. U ocelových plechů lze tvářet v oblasti vytváření krčku. Další doporučení pro pro úspěšné tváření Al výlisků: * poloměr zaoblení tažníku ≈ 2 * hodnoty pro ocel * pro ohyb ve směru kolmém je třeba volit menší poloměr zaoblení * volit malou hloubku tažení a vystříhat se svislých stěn výlisku * věnovat speciální pozornost morfologii povrchu plechu a mazání Pomocí dusíkových pružin lze během tažení vyvodit téměř konstantní sílu přidržovače.

Příprava povrchu plechů Topografie povrchu po válcování válci s různým povrchem Konvenční povrch mazivo uzavřeno, nebo odvedeno před dosažením potřebného tlaku.

Měření tření IfU Stuttgart

Křivky mezních přetvoření pro Al  0.8

0.8

0.7

0.7

0.6 0.6

1 [-]

0.5 0.5

1 [-]

0.4

0.3

0.4

0.3

0.2

0.2

0.1

0

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

 [-]

0.1

0.2

0.3

0.4

0.1

0.5

0 -0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

 

Křivka mezních přetvoření pro materiál z hliníkové slitiny AA5754

Křivky mezních přetvoření pro materiály z hliníkových slitin AA5754, AA5182 a ocelový plech DC 05 ZE 75/75

0.4

0.5

Hluboké tažení 2.tah – přehrnování

Tváření nepevnými nástroji Tváření gumou metoda Guerin tvrdost Shore 60 Nyní se používá polyuretan Lisování velkých panelů letadel; max. 25 MPa, hydraulické lisy až 400 MN

metoda Marform

Určení potřebné síly Sf - tvarový faktor pro hranol platí: S f  L  B / 2t  L  B 

L - délka bloku B - šířka bloku t - tloušťka Modul pružnosti E  F S  / h ht 

polyuretan tření pro ocel x PU: μ ≈ 0.713p-0.8 ; p tlak v MPa

F - působící síla S - plocha příčného řezu Δh - stlačení bloku ht - celková výška bloku

Tváření pružnou membránou

Metoda Verson Wheelon - tváření pružnou membránou, tvrdost Shore 25; tlak kapaliny až 100 MPa, lze zpracovat silnější plechy.

Tváření membránou – lis firmy ABB

Zadní blatník pro karavan na 1 operaci, tlak 1000 bar

Hydromechanické tváření

Princip a detail Brzdový válec

Pouliční svítidlo

Tváření trubek kapalinou Princip stroje na vyboulování tvarovek

Detail T-kusu

Tváření trubek kapalinou 2

1. příprava – uložení vačky na trubku s vůlí 2. proces spojování – trubka se deformuje plasticky, vačka elasticky 3. konec – elastické odpružení vačky vůči plasticky deformované trubce

Tváření kapalinou ‐ hydroforming

Postup tváření kapalinou

Tváření ohřátým nástrojem Při tváření Mg slitin je zhoršená tvařitelnost, která je dána tím, že hořčík krystalizuje v šesterečné, těsně uspořádané soustavě. To znamená omezený počet kluzových rovin. Tvařitelnost lze zlepši ohřevem do oblasti 200-300ºC; aktivují se dodatečné kluzné roviny. Příruba Mg plechu je místně ohřívána na 400ºC, válcová stěna kalíšku se ochlazuje tažníkem nebo po vytažení stříkáním vodou. Tlak přidržovače je řízen. Nízký tlak způsobí zvlnění v přírubě, nadměrný tlak způsobí porušení ve stěně kalíšku. Nedostatečné chlazení porušení v oblasti zaoblení tažnice.

Teorie a metodika tváření 12 Technologie objemového tváření

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Charakteristika objemového tváření Znaky * materiál se přemísťuje všech směrech * dochází k velkým změnám v průřezu * tváření probíhá za vysokých teplot, pro malé součásti při pokojové teplotě * víceosý stav napjatosti (nejlépe tlakový) * potřebné síly a energie značně vysoké * robustní a tuhé stroje i nástroje

Vstupy * druh a jakost tvářeného materiálu * tvarová složitost, rozměry, hmotnost tvářené součásti * požadovaná přesnost, jakost povrchu * sériovost, výrobní dávky * ekonomie, ekologie, legislativa

Volba technologie a výrobního zařízení

Technologie objemového tváření ‐ příklady 1 volné kování na hydr. lisu

zápustkové kování na bucharu

přesně kované ložisko klikový hřídel kovaný na klikovém lisu

dutinové kování

výkovky armatur

Technologie objemového tváření ‐ příklady 2

hřídel vyrobený protlačováním výkovek z kovacích válců

protlačování vyválcovaný hřídel (PKV) rotační kování

orbitální kování rozválcování kroužků

Princip

Volné kování

* přetváří se omezená část materiálu konečný tvar se vytváří postupně * jednoduché univerzální nástroje * polotovar je vždy větší než nástroj * tvarová složitost výkovků je malá

Výrobky

* tyče hladké, napěchované, osazené, * kotouče, kroužky, pouzdra, dutá tělesa * bloky, desky, zalomené hřídele

Trendy

* speciální oceli pro energetiku a těžbu ropy, kování z kontislitků * kovací a nářaďové manipulátory, automatické měření veličin * specializace na jednu skupinu materiálů, na jeden typ výkovků, větší série a přesnost, speciální přípravky, polymerové lázně pro kalení

Volné kování použití, rozdělení, kritéria Použití ve výrobě * primární překování ingotu (výroba předvalků) * kusová a malosériová výroba (nevyplatí se dělat zápustku) * výroba těžkých výkovků (otázka energeticko-silových parametrů) * předkovací a dokončovací operace při zápustkovém kování Rozdělení podle použitého zařízení * ruční: kovadlina, ruční kovářské nástroje * strojní: kompresorový buchar, hydraulické lisy, univerzální nástroje: kovadla, stojany, trny, sekáče, podložky, příložky, manipulační nářadí. Kritéria volby postupu a tvářecího stroje * chemické složení materiálu: oceli se dělí do 5 tříd kovatelnosti * rozměry, tvarová složitost výkovku a jeho sériovost

* hmotnost: G < 600 kg buchary; 600 kg < G < 195 tun hydr.lisy * dostupnost strojního vybavení a nosnost manipulačního zařízení Vstupní polotovar: malé výkovky - tyč či blok; velké výkovky - ingot

Volné kování ingotů Licí struktura * licí struktura se odstraní prokováním: rozrušení licí struktury, svaření vnitřních necelistvostí, zajištění homogenních vlastností. * velké ingoty: z počátku volit malé úběry (horší tvařitelnost); u malých ingotů si můžeme dovolit velikost úběru vyšší. Stupeň prokování - ČSN 42 9001 a 42 0276 Dosáhne se prodlužováním, pěchováním; projeví se rozdílnou tažností a kontrakcí v podélném a příčném směru, nikoliv tvrdostí či pevností. Prodlužování S 0 L1 S0 - střední průřez ingotu; S1 - průřez výkovku K  L0 - délka ingotu L1 - délka výkovku; S1 L0 S S1 - průřez po napěchování Pěchování P  1 S0 - průřez výchozího ingotu S0 Celkový stupeň prokování PKC = součin dílčích stupňů prokování; u běžných výkovků stačí 3-4 (neměl by klesnout pod 2,5)

Volba velikosti ingotů Velikost je dána hmotnosti součásti, velikostí přídavků, nádavků, přesností kování (volba tolerancí) a počtem výkovků z jednoho ingotu. Min. a max. hmotnost volného výkovku je dána velikostí ingotu a stupněm využití materiálu (dle způsobu výroby je 65% až 91%). Teoretická hmotnost ingotu: Gin = Gv + God Velikost odpadu: God = Ghlava + Gpata + Gopal + Gvyseky Kovářské přídavky technologický přídavek

přídavky na příčné zkoušky

přídavky na podélné zkoušky

závěs pro tepelné zpracování

Základní tvary výkovků 

Základní kovářské operace ‐ prodlužování Konečný tvar výkovku se dosáhne základní kovářskou operací a/nebo jejich kombinací; pro složité tvary je nutné použít i speciální přípravky. Prodlužování: zvětšuje se délka výkovku na úkor zmenšování průřezu. Přetvoření místní, překovává se část délky, plochá či tvarová kovadla.

Kovářské operace – pěchování, děrování Pěchování: zvětšuje se průřez na úkor výšky; je třeba zvětšit příčný rozměr polotovaru nebo zvýšit stupeň prokování. Napěchovat lze též pouze konec či část polotovaru. Přetvoření je po průřezu nerovnoměrné, existuje nebezpečí ztráty stability. Děrování: vytváří se průchozí otvor; provádíme z jedné či z obou stran. Děrujeme plným trnem (menší otvory) i dutým trnem.

Kování na trnu: prodlužování, rozkování Kování na trnu: Výchozím polotovarem je vyděrovaný špalek, kdy do otvoru polotovaru se nasune trn. Zvětšujeme délku nebo průměr. Prodlužování: Při kování se zvětšuje délka polotovaru na úkor tloušťky. Použitý trn musí mít úkos, aby bylo možné po dokování stáhnout výkovek Rozkování: Při kování se zvětšuje průměr kroužku na úkor tloušťky. Po každém záběru se trn a tím i kroužek pootočí o vhodný úhel.

Sekání, osazování, prosazování Sekání a nasekávání: Při sekání se odděluje konec výkovku, nebo se předkovek dělí na části. Sekáč má tvar desky a zatlačuje se zpravidla z více stran. Při nasekávání se vytváří zářez pouze do dané hloubky.

Osazování, prosazování a přesazování: Operace slouží ke zmenšování či přemístění průřezu.

Ohýbání, zkrucování Ohýbání: Na vnější straně ohybu se vlákna vytahují a na vnitřní straně ohybu se vlákna stlačují. K ohýbání se používají speciální přípravky

Zkrucování: Jedna část průřezu se pootáčí vůči druhé části, přitom dochází ke zkracování a zvětšování průměru zkrucované části mezi oběma průřezy. Kritickým parametrem je zde poměr mezi zkrucovanou délkou a jejím průměrem.

Kování na kovacích válcích Princip: Dva válce se otáčejí proti sobě. Válce mají jednu nebo více souběžných drážek s negativním profilem požadovaného tvaru. Polotovar (tyčovitý přístřih) se vkládá kolmo na osu válců. Polotovar se tváří na 1 až 4 průchody. U symetrických tvarů se pak při dalším průchodu pootáčí o 90º. Při průchodu dochází k prodlužování na úkor redukce průřezu. Tváření probíhá za tepla.

Předkovek ojnice

Technologie kování na kovacích válcích Výrobky: Podlouhlé předkovky osazené či prosazené; výkovky jednoduchých tvarů převážně s kruhovým či čtvercovým průřezem.

Kritéria volby postupu, stroje

- sériovost výroby - maximální rozměry (průměr) - požadovaná max. redukce na jednu otáčku (proběhne rekrystalizace)

Beché

Příklad konstrukce nástroje

Příklady kování na kovacích válcích

Vývalek

Kovář při kování na kovacích válcích

Příčné klínové válcování Princip * 2 shodné klínovité nástroje se pohybují proti sobě - válce se otáčejí souhlasně, desky se pohybují svisle či vodorovně * polotovar rotuje, redukuje se průřez, tvar se prodlužuje * nebezpečí vzniku vnitřních dutin

Výrobky * rotační podlouhlé součástí různě osazené či prosazené tvářené na hotovo * předkovací operace pro zápustkové kování

Trendy * tváření neželezných materiálů * válcování dutých polotovarů s pevnými či pohyblivými trny

UL 80

Výroba pastorku do převodovky MQ 200 Indukční ohřev Kontrola teploty Zasunutí do válců Vyválcovaný dvojkus

Hotový předvalek

Příčné klínové válcování polotovarů

Válcování polotovarů ojnic a jejich kování

Příčné klínové válcování hřídelí

Válcování různých hřídelí na čisto

Rozválcování kroužků 1

Postup začíná vložením polotovaru na plochá kovadla.

Děrováním ohřátého materiálu se polotovar radiálně rozšíří.

Po děrování následuje prostřižení zbývajícího materiálu.

Získáme děrovaný polotovar, který je připraven na rozválcování.

Rozválcování kroužků 2 Tento obrázek ny ní nelze zobrazit.

Tento obrázek ny ní nelze zobrazit.

Polotovar je nasunut na vnitřní válec – pohled shora. Tento obrázek ny ní nelze zobrazit.

Boční pohled. Vnitřní válec přitlačuje polotovar na vnější, který se podílí na rotačním pohybu. Výsledkem je zmenšení průřezu a současně odpovídající zvětšení průměru kroužku. Po sejmutí kroužku z válcovací stolice následují další operace – dosažení lepších tolerancí, obvodové vrubování (kolmo na osu), tepelné zpracování, kontrola.

Princip

Rotační kování

* řízený radiální pohyb dvou a více kovadel * polotovar nebo nástroj rotuje a posouvá se, dochází k redukci průřezu a prodlužování délky * tváření za tepla i za studena

Výrobky - parametry

* ingoty, max.8t, 700mm, l=18m * plné, duté tyče, osazené, prosazené,... * řízená tloušťka stěny i tvaru u dutých polotovarů při použití trnu

Trendy * CNC řízení pohybu kovadel * zvyšování počtu úderů za min * jednoúčelové stroje, automatizace * numerická simulace procesu

Orbitální kování

Princip

Tváření vrtivou zápustkou

* horní nástroj rotuje kolem nakloněné osy se současným axiálním pohybem * úhel naklonění určuje velikost „stopy“ * poměr otáček a naklonění určuje tvar stopy a tím i možný tvar výkovku * menší tření a opotřebení, delší doba styku

Výrobky

možné tvary stop

* osově symetrické rotační * pseudo-rotační symetrické kardanové kříže * podlouhlé, symetrické osově, ozubené tyče

stopa

Dutinové kování  Princip: Do uzavřené zápustky vjíždějí boční trny ovládané mechanicky, příp. hydraulicky Výkovky z Cu slitin (Al-slit.), kde se mají vytvořit dutiny kolmo ke směru kování, či ve více směrech (armatury). Používají se vřetenové lisy a speciální přípravky různého uspořádání.

Technologie protlačování Charakteristické znaky * všestranná tlaková napjatost * velké přetvárné odpory * značná tvarová rozmanitost * tváření při všech teplotách * speciální konstrukce nástrojů * příznivý průběh vláken * alternativní technologie * možnost automatizace

Dopředné protlačování dutých těles

Protlačování – další metody Postupový automat * Toto řešení vyžaduje speciální konstrukci uzavírání * Standardní postup je na dvě výrobní dávky, op. 4+5 zvlášť

Stranové protlačování * Speciální konstrukce nástrojů, uzavírají se, v této pozici mají výdrž * Vlastní pohyb razníků je možný z jedné nebo z obou stran

Protlačování ‐ technologický postup 1 Při návrhu technologie protlačování za studena je třeba se zaměřit na: * stanovení technologického postupu (polotovar, počet operací, … ) * výpočet energeticko-silových parametrů, konstrukce nástrojů, ... * stanovení technologického postupu (polotovar, počet operací, … ) * výpočet energeticko-silových parametrů, konstrukce nástrojů, ... Technologický postup (rozhodují náklady, doba výroby, … ) * výchozí polotovar: objem, tvar, rozměry, tepelné zpracování, … * celkové přetvoření - rozdělení do dílčích kroků * operace: přípravné, tvářecí, pomocné, dokončovací, ... Příklad postupu Druhé protlačování (2.tvářecí op.) Ustřižení špalíku (odmaštění) Mezioperační žíhání Žíhání na měkko (oplach) Moření, fosfátování, mazání Moření, fosfátování, mazání Třetí protlačování (3.tvářecí op.) První protlačování (1.tvářecí op.) Dokončovací operace

Protlačování ‐ technologický postup 2 Příprava polotovaru pro protlačování * rozhoduje čistota chemického složení, stejnorodá struktura materiálu * velmi hladký povrch hran na polotovaru bez otřepu (omílání) * dosažení požadovaného poměru l/D (řezání, vystřižení, tváření, ...) * průměr polotovaru se volí o 0,1 mm menší, než je průměr protlačku Výpočet tvářecí síly a deformační práce Způsob protlačování přímý zpětný 400 - 700 800 - 1200 800 - 1000 1500 - 2000 1000 - 1600 1800 - 2500 1200 - 2000 2000 - 3000

Materiál Hliník Měď žíhaná Mosaz L62 Ocel 10-15

Praktický výpočet

F

S0  k ps  

tv

  ln

S0 S1

Výpočet pomocí měrného tlaku F = S0 . p A = F . hx h x = H0 - t

F  S0  kc  Rm  ln

S0 S0  S1

Technologie výroby ocelových láhví

Technologie protlačování jako alternativní technologie Možné úspory Al protlačků * na hmotnosti * na výrobních nákladech * na době výroby

Nýtování

Svařování

Profilování

Obrábění

Odlévání

Teorie a metodika tváření 13 Technologie zápustkového kování

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Princip

Zápustkové kování

* přetváří se celý polotovar * nástroje jsou složité, jednoúčelové * nutnost předkovacích operací * vzniká jemnozrnná struktura se specifickými směrovými vlastnostmi

Výrobky * průmysl strojírenský, letecký automobilový i železniční * ozubená kola, pastorky, hřídele, ojnice, normálie, armatury, nářadí

Trendy v technologii * kování za poloohřevu, izotermické kování, jednoúčelové kovací linky * kování bezvýronkové, do uzavřených zápustek * dutinové kování (dutiny kolmo ke směru kování) * využívání numerické simulace v konstrukci i technologii

Příklady zápustkových výkovků

Příklady zápustkových výkovků 2

Kritéria volby, výhody a nevýhody Kritéria – ovlivní technologii a použité zařízení * jakost tvářeného materiálu: druh materiálu, třída tvařitelnosti * hmotnost, tvarová složitost => počet operací * velikost kované součásti => pracovní prostor, kovací síla, energie * požadovaná přesnost (IT 8 - IT 16); sériovost, velikost výrobní dávky

Výhody * dosahuje podstatně vyšší produktivity než volné kování * lze vyrobit tvarově velmi složité výkovky * lze minimalizovat náklady na obrábění => přesné kování * menší celková spotřeba materiálu * zaručená opakovatelnost tvaru * výroba malosériová až hromadná => řada různých metod

Nevýhody * nákladné jednoúčelové nástroje * nákladné výrobní zařízení

Návrh technologie zápustkového kování Hlavní cíle: Dosáhnout požadovaného tvaru součásti Dosáhnout požadovaných mechanických hodnot a kvality provedení Optimalizovat ekonomickou stránku výroby

Specifika: Kovaný materiál - chemické složení Tvar výkovku a rozměry - počet kovacích operací Požadovaná velikost zrna a směr vláken Počet vyráběných výkovků, termín dodávky

Konvenční kování s výronkem

Úkol: Projekt výroby  Výkovek, konstrukce zápustky, ekonomické vyhodnocení

Metody zápustkového kování Kritéria: nástroj (tok materiálu), teplota, speciální postupy * ad nástroj: s výronkem, bez výronku, sdružené, do uzavřených zápustek, do zápustek s odpruženými elementy * ad teplota: kování za studena izotermické, superplastické, za poloohřevu, v kašovitém stavu, … * ad speciální: orbitální kování, rozválcování (kování) kroužků, kování dutinové, …

Porovnání metod zápustkového kování * Kování s výronkem * Kování bez výronku (s vnitřním výronkem) * Kování do uzavřených zápustek

Princip kování ojnic do uzavřených zápustek * vložení polotovaru * uzavření zápustek * vtlačování lisovníků

Určení technologického postupu Návrh tvaru výkovku - předkovku Rozhoduje tvar součásti, druh materiálu, sériovost, požadavky na provoz a hlavní kovací stroj. Návrh výronku, předkovacích dutin.

Příprava výroby Volba tvářecího stroje ovlivní konstrukci zápustek, volbu polotovaru, metodu dělení materiálu: metodu ohřevu, …

Tvářecí operace – předkovací, dokovací Předkovací operace => odstranění okují, přerozdělení objemu materiálu v podélném směru, ohýbací operace, … Kovací operace => dokování, ostřižení, děrování, kalibrování, … Přípravné, předkovací, dokovací a dokončovací na jednom stroji, nebo na více strojích. Některé operace je možné vynechat.

Dokončovací operace Tepelné zpracování, otryskání či moření, dílčí obrábění, …

Sled operací Základní operace Přípravné - dělení materiálu: stříhání, řezání, lámání, … Ohřev - v peci, indukční, … Manipulační, kontrolní,…

Tvářecí Přípravné: pěchování, ohýbání, objemové rozdělení Předkovací (větší poloměry či výšky), dokovací (hotový tvar) Děrování, ostřižení výronku, rovnání, ohýbání, kalibrování Dokončovací – tepelné zpracování, otryskání, moření, …

Příklady dokončovacích operací

Tvarová složitost Tvarová složitost určuje obtížnost kování. Čím je tvar složitější, tím je větší spotřeba materiálu, je zapotřebí více tvářecích operací a tím větší jsou i tolerance.

Základní dělení * kompaktní tvary * rotační tvary * podlouhlé tvary

Další hlediska * přítomnost, tvar a symetričnost výstupků, * přítomnost otvoru, náboje, příruby * tvar hlavní osy * způsob kování vzhledem k hlavní ose

Tvarový třídník dle DIN (podle Spiese)

Příklady zatřídění dle Spiese

Postup výroby - operace

Tvarová složitost dle VUSTE

Technologický třídník dle VUSTE

Tvarová složitost dle DIN Ukazatel členitosti tvaru S je dán vztahem S = Vv/Vob, kde Vv je objem výkovku a Vob je objem obalového tělesa, Podle hodnoty S existují 4 skupiny S1 (1 ≥ S > 0,63) S2 (0,63 ≥ S > 0,32) S3 (0,32 ≥ S > 0,16) S4 (0,16 ≥ S) Součinitel tvarové složitosti Stv

Výpočet objemu obalového tělesa

2

Ov  H v  Rt Stv  Sor   H v  Dv

2

Rt - rad. vzdálenost těžiště poloviny Ov - obvod osového řezu výkovku osového řezu výkovku od osy Sor - plocha osového řezu výkovku Dv, Hv - max. průměr, výška výkovku

Ideální předkovek ‐ průřezový obrazec Průřezový obrazec Používá se pro určení ideálního předkovku při kování podlouhlých tvarů. Slouží ke stanovení počtu předkovacích operací a pro určení rozdělení materiálu podél hlavní osy výkovku. Pro výkovky s ohnutou osou je třeba nakreslit rozvinutý tvar

Výronková drážka Skládá se z můstku a ze zásobníku. Můstek plní funkci regulátoru tlaku v dutině zápustky. Do zásobníku odchází přebytečný materiál. Vliv můstku lze zčásti nahradit polohou vnější dělicí roviny. Rozměry můstku: výška s ; b/s mm2 ocelové výkovky s  0,015  S v m na bucharu kg 0,5 Šmeral – lisy s  0,1725  G00,16  Dm v

Volba tvaru a rozměrů výronkové drážky Kovací stroje: buchary, klikové lisy svislé, vodorovné

Typy výronkových drážek pro buchary

Typy výronkových drážek pro svislé kovací lisy

Výronkové drážky pro vodorovné kovací lisy

Výpočet kovací síly Kovací síla je ovlivněna materiálem a podmínkami kování. Při výpočtu vycházíme z rozložení napětí na styčném povrchu nástroj – materiál. Tvářecí síla se počítá při kování na lisech. Konstrukce lisu ovlivňuje průběh síly v závislosti na zdvihu. Rozhoduje maximální síla. Při kování je průběh kovací síly ovlivněn velikosti oblasti plastické deformace, podmínkami kování a rozměry výronku. Pro výpočet kovací síly existuje řada nomogramů, nebo různých vztahů.

Fc  Fvyr  Fv Fv  k p  1  b s   1 Dv  Vv   Sv

Fvyr  k p  1 Dc  Vvyrm   S vyr

2

2

vodorovný kovací lis

Výpočet kovací síly dle Šmeral Brno a.s. Katalog firmy Šmeral Brno, a.s. udává nomogramy pro výpočet rozměrů výronkové drážky a kovací síly při kování na kovacích lisech. Výronková drážka Určení koef. tvarové složitosti nts.

s  0,1725  G00,16  Dv0,5 G0 – hmot.polotovaru [kg] D0 – průměr výkovku [mm] Kovací síla

Fc  0,6  S c  k p  nts Fc – kovací síla [kN] Sc – plocha průmětu výkovku a můstku [cm2] kp – [MPa] přetvárná pevnost pro   5 s 1

Určení deformační energie Při výpočtu velikost energie (práce A) vycházíme z velikosti a průběhu tvářecí síly během daného zdvihu. Je to plocha pod křivkou síla – zdvih. Při kování na bucharu se tváří opakovanými údery => určit max.energii Ec, kterou buchar vyvine v jediném nejsilnějším úderu. Energie celková Ec = Eu – Esz – Eel; Eu ≈ A; Eu ≈ Aj kJ kg 0 ,59 Hrubý odhad => A = ktv .Fmax .Δx ad Šmeral A j  13,62  GV ktv – koef.zaplnění prac.diagramu

Teoretický výpočet deformační práce V  s  k p A  V  k os  A tv Výpočet z průběhu síly A = (F1 + F2)/2 . H1def + (F2 + F3)/2 . H2def Hdef = H0 – (Vv + Vvyrm)/(Sv + Svyr) H1def = H0 – V0/Sv

Průběh síly při dokování

Určení počtu úderů Počet úderů je závislý nejen na hmotnosti výkovku, ale také na jeho tvarové složitosti a přebytku materiálu, který jde do výronku. Jejich počet roste s rostoucí hmotností, tvarovou složitostí a přebytkem materiálu. Snížení počtu úderů => zařadit předkovací operace. Teoretický průběh def.energie A jako funkce dosažené síle F. charakt. A= fce (F) bucharu Teoretický výpočet při kování 2 Auz = Amax – Ael ; Ael = F / (2 . C) C – „tuhost“ soustavy; Amax = Aj C = 9,03 + 0,832 . Aj + 24,5/Aj Počet úderů n = Ak / Aj. Orientačně: Gv [kg] < 5 5 ÷ 10 10 ÷ 25 25 ÷100 Určení počtu úderů n [ - ] 3 - 5 4 ÷ 7 6 ÷ 10 8 ÷ 16

Ael

Kování na protiběžných bucharech Vstupní data: max. energie bucharu Emax, hmotnost padajících částí M nebo hmotnost horního (dolního) beranu + zápustky (M = M1 + M2), tuhost nosné soustavy C, podíl celkové energie využitý pro daný úder

Výpočet rychlosti beranu: Rozdělení využitelné kinetické energie: Určení ztracené energie:

vn 

2 Ec / M

vn 

Ec    Emax  Apl  E z

F2 Ez   ka  F  G 2C

C, ka, G – měřit experimentálně 2 Tuhost dle  1,29  Emax  7  C Thomase 2  Emax

2  Ec M1  M 2 Φ – podíl max.energie v daném úderu Apl – užitečná energie Ez – ztracená energie

Příklady postupů kování 1 Kolo 1. rychlosti hnané Rotační tvar s předkovaným otvorem pro LKM 1600 Kolo zpětného chodu

Rotační plný tvar pro LKM 630

Hrdlo polonápravy

Kování pseudorotačního tvaru ze sochoru pro LKM 1600

Příklady postupů kování 2 Podlouhlý tvaru kovaný na výšku protlačováním pro LKM 2500 Čep předního kola Hlavní páka řízení

Ojnice

Podlouhlý tvar, předkování na kovacích válcích pro LKM 1000 Podlouhlý tvar jako dvojkus + kovací válce pro LKM 2500

Příklady postupů kování 3 Pomocná páka řízení Podlouhlý tvar kovaný jako dvojkus ze sochoru + kovací válce pro LKM 1600 Víko ojnice Podlouhlý tvar, kovaný jako čtyřkus pro LKM 1600

Zápustky pro  svislý kovací  lis

Vložky do držáku zápustek

Zápustka pro vodorovný kovací lis

Svislé otvírání nástroje

Nástroje pro buchary

Jednodutinová a vícedutinové zápustky Postupová zápustka

Automatizovaná výroba klikového hřídele  pro motor Škoda o objemu 1,0 l Technická charakteristika • Materiál – mikrolegovaná ocel 38MnS6 • Hmotnost výkovku klikového hřídele 13,5 kg • Hmotnost výchozího přístřihu 17,0 kg • Přídavek na opracování 2,9 kg • Čistá hmotnost po opracování 10,6 kg • Takt výrobní linky 33 s/ks • Směnný výkon 669 ks • Obsluha linky 8 osob/směna

Transferové kování vačkového hřídele

Kování unašeče kloubů ŠkodaAuto, a.s. Vychystávací místo Založení-pěchování Vykování 1.operace Založení-předkování Založení-dokování Vykování 3.operace Založení - ostřižení Propad výkovku Hotový výkovek Vychlazování

Přesné kování ve ŠkodaAuto, a.s. Bezvýronkové kování: loupaný polotovar, přesné stříhání - nůžky TNS 63, indukční ohřev, kování na 3 operace lis LZK 1600, děrování lis LDO 315 Problémy k řešení uložení polotovaru, úkosy, poloměry zaoblení, prostor pro kompenzaci materiálu, …

Kovací operace • pěchování • předkování • dokování • děrování

Transferové kování ve ŠkodaAuto, a.s. * Zvýšení výkonu lisu Pohled do prostoru lisu - 6 míst: * Snížení počtu výrobních dělníků vstup, volná poloha, pěchování, * Kování na 3 operace předkování, dokování a děrování

Rozbor nákladů zápustkového kování Přímé náklady * materiál * mzda * nástroje * zařízení, transport

Nepřímé náklady * režie * energie * zisk * daň, sklad, úroky

Poměr nákladových položek ve výrobě * Materiál: 40 až 50% * Mzdy: 20 až 45% * Energie: 7 až 8% * Nářadí: 6 až 8% Vliv sériovosti na rozdělení nákladů Série

Celkové Obrábění Výroba Materiál náklady výkovku Nízká 100 % 52 % 12 % 22 % Střední 86% 38 % 20 % 20 % Vysoká 72% 19 % 30 % 19 %

Možnost úspor * spotřeba materiálu * vyšší tvarová přesnost * nižší počet tvářecích operací * snížení teploty kování

Nářadí 14 % 22 % 32 %

Rozměry vnější, vnitřní

Definice jednotlivých rozměrů

Stanovení mezních úchylek

Teorie a metodika tváření 14 Metodika volby tvářecího stroje

ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav Strojírenské technologie Doc. Ing. Jan Čermák, CSc.

Základní technologie kování

volné kování

kování s výronkem protlačování rozválcování kroužků

pěchování

Faktory ovlivňující volbu stroje Zvolená technologie tváření: plošné či objemové Teplota tvářecí operace: pokojová či zvýšená teplota Zpracovávaný polotovar: materiál, tvar, hmotnost, rozměry (pracovní prostor), druh (plech, ingot, tyč, …) => ko ; Adef

Druh tvářecí operace: potřebná síla a energii v daný časový okamžik tj. při dané poloze smýkadla či beranu

Požadovaná tvarová a rozměrová přesnost Cena stroje a hospodárnost provozu: druh energie (voda, stlačený vzduch, pára, elektřina, …) a velikost její spotřeby

Bezpečnost a hygiena práce: hluk, prašnost, vedlejší produkty, …

Jmenovité parametry tvářecích strojů • Energeticko-silové parametry:

využitelná síla, práce a dosažitelná účinnost (poměr mezi využitelnou energií a příkonem

• Časové parametry:

počet úderů za minutu, doba silového styku, deformační rychlost při zatížení, možnost změny rychlosti pohybu beranu, …

• Parametry přesnosti:

deformace rámu při mimostředovém zatížení, tuhost nosné soustavy, způsob vedení beranu, …

• Parametry pracovního prostoru:

velikost, možnost nastavení a seřizování polohy beranu či smýkadla, možnosti upínání, …

Základní typy tvářecích strojů Členění tvářecích strojů pro kování Energetické

Buchary šabotové Buchary protiběžné Vřetenové lisy

Silové

Hydraulické lisy

Zdvihové Lineární pohyb nástroje

Rotační pohyb nástroje

Excentrické lisy Klikové lisy svislé Vodorovné kovací lisy Klínové lisy

Kovací válce Příčné klínové válcovačky Rozválcovačky kroužků

Silové stroje Hydraulické lisy * Potenciální energie se získává dodávkou tlakového média (oleje) * Základní parametry: síla závisí na tlaku oleje, rychlost beranu závisí na výkonu čerpadla, menší než cca 0,5 m. s-1 * Max. sílu lze dosáhnout v libovolné poloze během celého zdvihu * Používají se především pro protlačování za studena a za

tepla

Hydraulické lisy

Zdvihové stroje 1 Lineární pohyb nástroje: * Lisy klikové, excentrické, klínové, kolenové, … * Energie se získává z rotujícího excentrického nebo klikového mechanismu a převádí se na vratný pohyb smýkadla. * Základní parametry: síla F a zdvih h, na kterém síla působí. * Rychlost beranu v počátku tváření je cca 0,2 až 0,6 m.s-1

* Tvářecí operace musí proběhnout v jediném zdvihu

Lis – kovací klikový, excentrický

Kovací lis – upínání zápustek

Lis LKP 1000 – pracovní diagram P – max. dovolené zatížení lisu Z – pracovní dráha od dolní úvrati lisu V – rychlost pohybu beranu

Vodorovný kovací lis

Vodorovný kovací lis

Detail nástroje s horizontálním otevíráním

Transferové lisy

Robotizace lisů

Jednotlivá stádia výroby

HATEBUR Hotmatic AMP 40 Základní údaje * 4 stanice * 150 ks/min

Výkovky – max. rozměry * průměr 75 mm * hmotnost * délka 85 mm polotvaru 900 g

Ohřev tyče před dělením

Transferové podávání

Lis koleno‐pákový 

Klínový lis

Zdvihové stroje 2 Rotační pohyb nástroje Kovací válce

Rozválcování kroužků Orbitální kování

Příčné klínové válcování

Energetické stroje 1 Buchary * Kinetická energie se získává z energie pohybujících se částí * Deformace probíhá dokud se využitelná energie nespotřebuje * Základním parametrem je energie, kterou lze v jediném úderu využít Pohon beranu je různý: volný pád až nucený Rychlost beranu je 4 až 7 m.s-1. Eliminace rázů do šaboty. Tváření vysokými energiemi

Vřetenové lisy Základní princip

Stroj se skládá z těžkého setrvačníku. který se může otáčet v obou směrech působením pohonného mechanismu. * Třecí lis: matice je pevná, pohybuje se vřeteno, na kterém je spolu se setrvačníkem připevněna horní část zápustky * Vřetenový lis: vřeteno je pevně spojeno s rámem stroje; při jeho otáčení se pohybuje beran, na kterém je uchycena matice Celková energie získaná např. z rotujícího setrvačníku a vřetene se rozdělí do tří složek: * Et - část energie, která se spotřebovala na překonání třecích sil * Ed - užitečná energie, která se spotřebuje na plastickou deformaci * Eel - energie, spotřebovaná na elastické deformace rámu a vřetene 1 E el   Fmax  l 2

F C l

2

F E el  max 2C

Třecí, vřetenové lisy Vřetenové lisy * Pohon třecí, hydraulický, elektrický * Lze tvářet na více úderů, volitelná energie se musí využít * Rychlost beranu je 0,2 až 1 m.s-1

Třecí lis SP 630

Vřetenový lis

Buchary 1

Buchar kompresorový

Buchar pneumatický LG6

Buchar řemenový padací

Šabotový  buchar

Buchary – upínání zápustek

Buchary – postup kování

Protiběžný  buchar

Protiběžný buchar

Buchar protiběžný 630 kJ

Kování ojnice

Přehled jednotlivých vlivů Kovaný materiál: fyzikální vlastnosti a vliv teploty, stupně a rychlosti deformace na přetvárnou pevnost a na tvařitelnost. Doba silového styku ovlivní teplotní poměry na rozhraní materiál - zápustka. Tvar, velikost a přesnost výkovku: slabostěnné a tvarově složité výkovky se rychle ochlazují; velké tvářecí síly F, poměr A/F je nízký. Problémy: kování armatur; předkování pro rotační a podlouhlé výkovky; velmi dlouhé či velmi těžké výkovky; přesné výkovky – výšk.tolerance. Tvářecí operace: závislost síly a energie na poloze beranu či smýkadla. Různé stroje mají při stejné Fj rozdílnou energetickou schopnost. Provoz stroje: klikové lisy jsou výhodnější z hlediska hlučnosti, otřesů, výkonnosti a životnosti. Buchary výhodné pro kování z tyče. Síla a energie: je třeba určovat vždy jak sílu, tak i práci. Rozhoduje poměr A/F: buchary < 3; vřetenové lisy 3 až 8; klikové lisy 4 až 50; hydr.lisy > 100. KHZ 2 ≈ LZK 630 až LZK 1000 ≈ LF630

Charakteristické znaky a výkovky Typ stroje Buchary

Vřetenové lisy Hydraulické lisy

Charakteristické znaky

Typické součásti

Nízké investice, krátká doba ploché typy výkovků, páky ojnice, přípravy, krátká doba silového příruby, kroužky styku, velká energie úderu

Velký pracovní zdvih, krátká přírubové hřídele, ozubená kola, doba přípravy, automatizace lze hnací a hnané hřídele Síla a dráha nezávislé během zdvihu, velký pracovní zdvih, dlouhá doba silového styku

součásti protlačované za tepla, kalíškovité tvary, pouzdra

Velký pracovní prostor, krátký příruby, náboje, kola, předlohové Klikové a hřídele, klikové hřídele, čepy pracovní cyklus, automatizace excentrické lisy lze, dlouhá doba přípravy nápravy, ojnice, ložiskové kroužky

Rozválcovačky

Dlouhý pracovní cyklus, velká flexibilnost, laciné nástroje

kroužky, talířová kola

Kovací válce, stroje pro PKV

Velké náklady na nástroje, střední pracovní cyklus

jednoduché hřídele, hřídele s prosazením, objemové rozdělení

Escape wheel

Charakteristické znaky strojů Typ stroje

Charakteristické znaky Typické součásti Nízké investice, krátká doba ploché typy výkovků, páky ojnice, přípravy, krátká doba silového příruby, kroužky Buchary styku, velká energie úderu Velký pracovní zdvih, krátká přírubové hřídele, ozubená kola, Vřetenové lisy doba přípravy, automatizace lze hnací a hnané hřídele Síla a dráha nezávislé během součásti protlačované za tepla, Hydraulické zdvihu, velký pracovní zdvih, kalíškovité tvary, pouzdra lisy dlouhá doba silového styku Velký pracovní prostor, krátký příruby, náboje, kola, předlohové Klikové a pracovní cyklus, automatizace hřídele, klikové hřídele, čepy excentrické lisy lze, dlouhá doba přípravy nápravy, ojnice, ložiskové kroužky Dlouhý pracovní cyklus, velká kroužky, talířová kola Rozválcovačky flexibilnost, laciné nástroje Kovací válce, Velké náklady na nástroje, jednoduché hřídele, hřídele s stroje pro PKV střední pracovní cyklus prosazením, objemové rozdělení