METAL 2002
14. – 16. 5. 2002, Hradec nad Moravicí
VLIV TEPELNÉHO ZPRACOVÁNÍ NA HOUŽEVNATOST LITÝCH MIKROLEGOVANÝCH NÍZKOUHLÍKOVÝCH OCELÍ EFFECT OF HEAT TREATMENT ON TOUGHNESS OF CAST MICROALLOYED LOW-CARBON STEELS Jiří Cejp Karel Macek ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav materiálového inženýrství, Karlovo n. 13, 121 35 Praha 2 ABSTRACT The possibility of improvement of notch toughness in cast low-carbon steels via appropriate microalloying and heat treatment was studied. Low-carbon steels (0,16 and 0,27 wt. %C) after microalloying by vanadium (0,13 wt. %) and titanium (0,02-0,03 wt.%) were investigated. The optimum procedure of heat treatment is the combination of normalizing, quenching, intercritical quenching and tempering. This paper also describes the prediction of impact transition temperature to brittle fracture using chemical composition and microstructure as detected by light microscopy. The reality of prediction was verified in comparison with tested values for two kinds of heat treatment. 1. ÚVOD Lité mikrolegované nízkouhlíkové oceli mají dobré technologické a mechanické vlastnosti, takže mohou být použity pro různé výrobky včetně velkých kontejnerů se silnými stěnami [1]. Hlavními sledovanými mechanickými charakteristikami těchto ocelí jsou mez kluzu a teplotní závislost vrubové houževnatosti anebo podílu křehkého lomu, ze kterých lze zjistit teplotu přechodu ke křehkému lomu. Tento článek pojednává o vlivu pěti variant tepelného zpracování na křehkolomové charakteristiky ocelí mikrolegovaných vanadem nebo titanem, které jsou srovnávány s ocelí bez mikrolegujících prvků při dvou úrovních obsahu uhlíku. Pro predikci teploty přechodu ke křehkému lomu na bázi minimální hodnoty nárazové práce byl použit obvyklý model [2], který byl v několika směrech inovován a vyzkoušen pro dvě varianty tepelného zpracování. Podstata tohoto modelu je vysvětlena v následujícím teoretickém rozboru. 2. TEORETICKÝ ROZBOR Obvyklý model stanovení teploty přechodu ke křehkému lomu je založen na poznatku, že existuje těsný vztah mezi změnou této teploty a změnou meze kluzu, které vyvolává působení určitého faktoru [2]. Podle rozšířené Hallovy-Petchovy rovnice k uvedeným změnám přispívají zejména (1) legování, (2) zjemnění zrna, (3) precipitace, (4) fázové přeměny matrice. Predikovanou mez kluzu Ry pak lze vyjádřit vztahem Ry = Ro + ∆Rl +∆Rz + ∆Rp + ∆Rf
(1)
Podobně pro predikovanou transitní teplotu Tt můžeme psát Tt = To + ∆Tl + ∆Tz + ∆Tp + ∆Tf
1
(2)
METAL 2002
14. – 16. 5. 2002, Hradec nad Moravicí
Ve vztazích (1) a (2) značí Ro třecí napětí a To přechodovou teplotu pro železo alfa. V klasickém pojetí závisí ∆Rl lineárně na obsahu chemických prvků vstupujících do tuhého roztoku. K vyjádření příspěvku zpevnění hranicemi zrn ∆Rz = kz . d-1/2 musíme znát velikost sekundárního zrna d, k čemuž postačí použití světelné mikroskopie stejně jako pro stanovení fázového složení matrice, které určí příspěvek ∆Rf. Naproti tomu ∆Rp = kp /λ, kde λ je vzdálenost mezi částicemi precipitátu, k jejímuž zjištění potřebujeme elektronovou mikroskopii . Veličina λ může být nahrazena precipitačním potenciálem mikrolegujícího prvku (M), definovaným na základě součinu rozpustnosti daného prvku v austenitu [3]. Přitom je možné předpokládat, že prvek M tvoří separátně stechiometrické karbidy a nitridy nebo karbonitridy. Příspěvky ke změně přechodové teploty ∆Ti pak závisejí na příspěvcích zpevnění ∆Ri, přičemž některé faktory ovlivňující kladně mez kluzu mohou také kladně ovlivňovat (tj. snižovat) přechodovou teplotu (např. legování manganem, niklem nebo zjemnění zrna). Legování intersticiálními prvky, křemíkem, precipitace intersticiálních fází a perlitická přeměna mají na přechodovou teplotu negativní vliv – zvyšují ji. Námi použitý model je inovován v následujících směrech : a) příspěvek precipitačního zpevnění je vyjádřen na základě precipitačního potenciálu (M), který používá součiny rozpustnosti jak pro karbidy a nitridy, tak i pro karbonitridy [3,4,5]; log [(Al) . (N)] = 1,95 – 7400/T (3) log [(V) . (C)] = 6,72 – 9500/T log [(V) . (N)] = 3,46 – 8330/T (4) log [(V) . (C + 12/14 N)] = 5,09 – 8915/T (5) log [(Ti) . (C)] = 2,75 – 7000/T log [(Ti) . (N)] = 0,32 – 8000/T (6) log [(Ti) . (C + 12/14 N)] = 0,50 – 4200/T (7) b) do rovnice (1) je zařazeno zpevnění perlitem ∆RP a změkčení popouštěním ∆RT c) lineární vztahy pro změnu přechodové teploty v závislosti na změnách meze kluzu jsou zpřesněny vztahy parabolickými. Další údaje nezbytné pro výpočet Ry a TT podle vztahů (1) a (2) jsou uvedeny v odst.3. 3. EXPERIMENTÁLNÍ MATERIÁL A METODY Chemické složení poloprovozních taveb odlitých do bloků s rozměry 400x400x250 mm je v tab. I. Před tepelným zpracováním byly bloky rozřezány na hranoly 100x100x250 mm. Tabulka I Chemické složení zkoušených ocelí Ocel obsah prvků [hm. %] C Mn Si P S V 16Mn4 0,16 1,08 0,41 0,018 0,011 27Mn4 0,27 1,01 0,38 0,018 0,010 16MnV4 0,16 1,16 0,31 0,019 0,010 0,13 27MnV4 0,27 1,20 0,30 0,020 0,013 0,13 12MnTi4 0,12 1,12 0,28 0,016 0,009 26MnTi4 0,26 1,12 0,27 0,018 0,010 14Mn8 0,14 2,0 0,28 0,017 0,010 28Mn8 0,28 2,0 0,29 0,019 0,010 -
Ti 0,017 0,025 -
Al 0,003 0,004 0,006 0,003 0,005 0,006 0,002 0,002
N 0,009 0,007 0,016 0,013 0,015 0,012 -
Tepelné zpracování vycházelo z počítačové simulace rychlosti ochlazování ve středu stěny s tloušťkou 280 mm silnostěnné velké nádoby. Tepelné zpracování ve vakuové peci LINN mělo následujících pět variant : •
NT : 930 °C, 3 h/100 °C . h-1 + 650 °C, 12 h/100 °C . h-1 2
METAL 2002
14. – 16. 5. 2002, Hradec nad Moravicí
•
NQT : 930 °C, 3 h/100 °C . h-1 + 900 °C, 3 h/pec 100 °C + 650 °C, 12 h/100 °C . h-1
•
NQI : 930 °C, 3 h/100 °C . h-1 + 900 °C, 3 h/pec 100 °C + 780 °C, 3 h/pec 100 °C
•
NQIT : NQI + 650 °C, 12 h/100 °C . h-1
•
HNT : 1050 °C, 8 h/100 °C . h-1 + NT
Zkoušky rázem v ohybu probíhaly v rozmezí teplot –20 °C až 140 °C na standardních zkušebních tělesech s V-vrubem podle ČSN 10045-1. Pro zkoušky tahem byla vyrobena zkušební tělesa kruhového průřezu 6 mm a se závitovými hlavami. Zkoušky za teploty místnosti byly provedeny podle ČSN EN 10002-1 na zařízení INSTRON 5582 (100 kN) Metalografické vzorky pro světelnou mikroskopii byly připraveny mechanickým broušením a leštěním na diamantových pastách, leptány nitalem a posuzovány na mikroskopu ZEISS-NEOPHOT 32. Velikost zrna feritu a perlitu a objemový podíl perlitu byly analyzovány bodovou a lineární metodou. Počet měření byl stanoven předem tak, aby poměrná směrodatná odchylka střední hodnoty měřené veličiny byla menší než 5 %. Při aplikaci výšeuvedeného modelu predikce teploty přechodu ke křehkému lomu podle rovnic (1) a (2) byly použity následující vztahy : •
•
k rovnici (1) : Ro = 40 MPa, ∆Rl = 800 . (C+N) + 350 . P + 50 .Mn + 86 . Si + 24 V + 100 . (Ti + Al), ∆Rz = 15/√dmm , ∆Rp = 1160 . (V) + 2990 . [(Ti) + (Al)], ∆Rf = ∆Rp − ∆RT, ∆RP = 3. (obj. % perlitu), ∆RT je experimentálně určený rozdíl mezí kluzu ve stavu normalizačně žíhaném N a ve stavu normalizačně žíhaném a popuštěném NT; k rovnici (2) : To = −34 °C [6], ∆Tl = 1,5 . ∆RC+N + 1,4 . ∆RSi − 0,007 . (∆RSi)2 – 0,63 . ∆RMn + 0,002 (∆RMn)2, ∆Tz = − 0,73 . ∆Rz + 0,002 . (∆Rz)2, ∆Tp = 0,63 . ∆Rp – 0,002 . (∆Rp)2, ∆TP = 2,2 . (obj. % perlitu), ∆TT = − 0,5 . ∆RT + 0,002 . (∆RT)2.
4. VÝSLEDKY A JEJICH DISKUSE Experimentálně zjištěné teplotní závislosti vrubové houževnatosti (lomové nárazové práce) pro různě tepelně zpracované ocelí mikrolegované vanadem a titanem jsou na obr.1 až 4. Z těchto závislostí je patrné, že oceli mikrolegované vanadem mají při obou úrovních obsahu uhlíku větší houževnatost než oceli s titanem. Kombinované tepelné zpracování s vloženým interkritickým zpracováním (NQIT) dává najlepší houževnatost u všech čtyř ocelí. Ocel 16MnV4 má při –20 °C prakticky stejnou houževnatost pro všechna tepelná zpracování s výjimkou NQT. U oceli 27MnV4 jsou tepelná zpracování NQIT a NQI podle jejich vlivu na houževnatost výrazně lepší než ostatní zpracování a vzájemně téměř rovnocenná. Homogenizační žíhání při 1050 °C předřazené normalizačnímu žíhání s popouštěním (HNT) nepřineslo zvýšení houževnatosti ve srovnání s pouhým NT. Ocel 12MnTi4 má ve stavu NQIT značně lepší houževnatost než ve stavu NQI a nejhorší houževnatost po zpracování NT. Předřazené homogenizační žíhání HNT zlepšilo houževnatost této oceli prokazatelně jen při teplotách nad 20 °C. U oceli 26MnTi4 způsobí zpracování NT i HNT nejnižší houževnatost. Predikce houževnatosti podle výšeuvedeného modelu byla vypracována pro mikrolegované oceli jen ve stavech NT a HNT a pro oceli 16Mn4 a 27Mn4 pouze ve stavu NT. Tomu však muselo předcházet stanovení příspěvků zpevnění k mezi kluzu (tab.II). Ze srovnávaných ocelí dosáhla nejvyšší meze kluzu ocel 27MnV4, u ostatních ocelí se mez kluzu pohybovala v úzkém rozmezí 35 MPa. Tepelné zpracování HNT vede k hrubšímu zrnu, ale také k většímu precipitačnímu zpevnění a výsledná změna meze kluzu závisí na tom, který z obou příspěvků převládne. Mez kluzu s různým obsahem uhlíku značně ovlivňuje podíl 3
METAL 2002
14. – 16. 5. 2002, Hradec nad Moravicí
140 120
16MnV4
200
NOTCH TOUGHNESS [ J
NOTCH TOUGHNESS [ J
250
150
100 16MnV4-NT 16MnV4-NQT 16MnV4-NQI
50
0
20
100 80 60 27MnV4-NT
40
27MnV4-NQT 27MnV4-NQI
16MnV4-NQIT 16MnV4-HNT
0 -20
27MnV4
20
27MnV4-NQIT
0 -20
40
27MnV4-HNT
0
TEMPERATURE [ C ]
90 80
12MnTi4 NOTCH TOUGHNESS [ J
NOTCH TOUGHNESS [ J
60
Obr. 2. Teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 27MnV4
160
120 100 80 60 12MnTi4-NT
40
12MnTi4-NQT 12MnTi4-NQI
20 0 -20
40
TEMPERATURE [ C ]
Obr. 1. Teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 16MnV4
140
20
12MnTi4-HNT
20
40
70 60 50 40 26MnTi4-NT 26MnTi4-NQT
30
26MnTi4-NQI 26MnTi4-NQIT 26MnTi4-HNT
20 10
12MnTi4-NQIT
0
26MnTi4
0
60
0
20
40
60
80
TEMPERATURE [ C ]
TEMPERATURE [ C ]
Obr.3. Teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 12MnTi4
Obr.4. Teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 26MnTi4
4
100
METAL 2002
14. – 16. 5. 2002, Hradec nad Moravicí
perlitu a koagulační děje během popouštění. Predikce precipitačního zpevnění založená na precipitačním potenciálu karbonitridů dává trvale nižší hodnoty ve srovnání s koncepcí separátních karbidů a nitridů. Tabulka II Predikovaná (Ry) a skutečná (Rp0,2) mez kluzu ocel složky predikované meze kluzu [MPa] Ro ∆Rl ∆Rz ∆Rp*) ∆RT ∆RP 16Mn4NT 111 95 10 -40 69 27Mn4NT 105 103 7 -40 108 16MnV4NT 121 119 91(56) -80 57 16MnV4HNT 121 82 127(115) -80 55 27MnV4NT 40 105 127 54(33) -60 117 27MnV4HNT 105 101 85(76) -60 123 12MnTi4NT 103 112 44(33) -40 54 12MnTi4HNT 103 99 51(47) -40 57 26MnTi4NT 102 123 20(17) -50 105 26MnTi4HNT 102 103 34(23) -50 108 ) Pozn. : * hodnoty v závorce ke zpevnění pouze karbonitridy
mez kluzu [MPa] predik. Ry*) skut. Rp0,2 285 297 323 333 348(322) 335 345(333) 325 383(362) 375 394(385) 390 311(300) 310 310(306) 310 340(337) 330 337(326) 325
Porovnání teplot přechodu ke křehkému lomu T27 (na bázi 27 J) umožňuje tab. III. Z tabulky vyplývá, že predikce je mírně optimističtější než skutečnost. Tabulka III Predikovaná (Tt) a skutečná (T27) teplota přechodu ke křehkému lomu přechod.teplota ocel složky přechodové teploty [°C] [°C] ) To predik.Tt skut T27 ∆Tl ∆Tz ∆Tp* ∆TT ∆TP 16Mn4NT 36 -51 16 -17 51 1 0 27Mn4NT 36 -54 14 -17 79 24 31 16MnV4NT 23 -59 41 -27 42 -14 -18 16MnV4HNT 23 -46 46 -27 40 -23 <-20 27MnV4NT -34 13 -60 28 -23 71 -5 -7 27MnV4HNT 13 -53 36 -23 68 -6 -9 12MnTi4NT 24 -57 24 -17 40 -20 -15 12MnTi4HNT 24 -52 27 -17 42 -10 -10 26MnTi4NT 22 -60 17 -20 79 4 9 26MnTi4HNT 22 -54 21 -20 75 10 14 ) Pozn.: * pro výpočet ∆Tp byly použity vyšší hodnoty ∆Rp předpokládající precipitační zpevnění karbidy a nitridy Nízkou přechodovou teplotu mají oceli 16MnTi4 a 12MnTi4 ve stavu NT, přičemž předřazení homogenizačního žíhání (HNT) působí na prvou ocel kladně, ale na druhou ocel záporně. Vyšší obsah uhlíku se u všech ocelí projevuje zvýšenou přechodovou teplotou a to nejvíce u ocelí, které nejsou mikrolegovány. Vliv předřazeného homogenizačního žíhání (HNT) je u oceli 27MnV4 zanedbatelný, u oceli 26MnTi4 je mírně záporný. 5. ZÁVĚRY •
Z teplotních závislostí vrubové houževnatosti (pro T>-20 °C) vyplývá, že oceli mikrolegované vanadem (0,13 % V) mají větší houževnatost než oceli mikrolegované
5
METAL 2002
• • •
14. – 16. 5. 2002, Hradec nad Moravicí
titanem (≈ 0,02 % Ti) při obou úrovních obsahu uhlíku (0,16 a 0,27 % C resp. 0,12 a 0,26 %). Nejvyšší houževnatost dává mikrolegovaným ocelím kombinované tepelné zpracování s vloženým interkritickým žíháním (NQIT). Homogenizační žíhání při 1050 °C, 8 h předřazené normalizačnímu žíhání s následným popouštěním (HNT) nezlepšilo houževnatost ocelí mikrolegovaných vanadem, kladně se projevilo jen u oceli 12MnTi4 při teplotách nad 20 °C. Inovovaný model určení teploty přechodu ke křehkému lomu byl úspěšně ověřen na ocelích ve stavu NT a HNT, predikovaná tranzitní teplota Tt odpovídá teplotě T27 určené pro minimální nárazovou práci 27 J; předností tohoto modelu je, že není vázán na materiálové charakteristiky určené pomocí elektronové mikroskopie.
Literatura [1]
[2] [3] [4] [5] [6]
NĚMEČEK,S.-KASL,J.-KRAUS,L. : Mikrostruktura a vlastnosti Mn-ocelí mikrolegovaných v, Nb a Ti. In : Sborník mezinár. metalurg. konf. METAL 2000. Ostrava, TANGER s.r.o., 2000; s. 66 (plný text na CD-R, symposium C, článek č. 312). PICKERING, F.B. : Physical metallurgy and the Design of Steels. London, Applied Science Publ., 1978; pp. 62-72. LIN,H.R.-HENDRICKSON,A.A. : The Prediction of Precipitation Strengthening in Microalloyed Steels. Metallurg. Trans. Vol. 19A, 1988, pp. 1471-1480. STRID,J.-EASTERLING,K.E. : On the Chemistry and Stability of Complex Carbides and Nitrides in Microalloyed Steels. Acta Metallurgica, Vol.33, 1985, No.11, pp. 2057-2074 LIU,W.J.-JONAS,J.J. : Metallurg. Trans., Vol. 20A, 1989, No.8, pp. 1361-1374. LESLIE,W.C. : Metallurg. Trans., Vol. 3A, 1972, No.1, p.5.
Předložené výsledky byly získány řešením výzkumného záměru Fakulty strojní ČVUT v Praze CEZ 212200008.
6
