METAL 2004
Hradec nad Moravicí
RÍZENÉ VÁLCOVÁNÍ TLUSTÝCH PLECHU Z MIKROLEGOVANÉ OCELI CONTROLL ROLLING OF MICROALLOYED HEAVY STEEL PLATES Jirí Klibera Pavel Klotka b a
VŠB – TECHNICKÁ UNIVERZITA OSTRAVA, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, katedra tvárení materiálu, 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava-Poruba, CR,
[email protected] b
VÍTKOVICE STEEL, a . s., Ruská 101, 706 02 Ostrava-Vítkovice
[email protected]
Abstrakt Mikrolegované oceli, vyrábené rízeným válcováním, jsou konstrukcní materiály s neustále rostoucím významem. Prinášejí nejen ekonomické výhody, ale i podstatné zlepšení pevnostních vlastností v kombinaci s optimální strukturou a vrubovou houževnatostí. Probereme rust zrna pri ohrevu spojenou s rozpustností mikrolegujících prvku Nb a V. Teploty ohrevu mikrolegovaných ocelí se volí zpravidla nižší než u bežných nízkouhlíkových ocelí typu C-Mn. Prvoradý požadavkem pri válcování v první fázi je získání jemné austenitické struktury. Pro splnení tohoto požadavku je výhodné použít nekolikanásobnou rekrystalizaci v jednotlivých pruchodech v oblasti rekrystalizacních teplot. Doválcovací teploty první fáze válcování by mely být menší než 1000 ?C, aby nedošlo k nežádoucímu hrubnutí zrna. Celkový stupen deformací v první fázi je asi 60 až 80 %, což zarucuje jemnozrnnou austenitickou strukturu. Válcování ve druhé fázi se zahajuje podle literárních údaju pri teplotách 770 až 830 ?C v závislosti na rozmerech provalku a pri experimentu nebyly nijak podstatne meneny oproti zvyklostem na trati. Bylo však použito válcování více bram soucasne s vyhovujícími výsledky. Soubežne probíhaly zkoušky plastometrické, které ve výsledku ukázaly energosilové podmínky dotvárení za nižších teplot, tak pomocí metalografické analýzy austenitického zrna se zjistilo kvalitativní chování a kvantitativní zmeny velikosti austenitického zrna v prubehu dotvárecích fází rízeného tvárení. Cílem príspevku je tedy rozšírení poznatku o možnostech využívání válcovny KVARTO 3,5 k termomechanickému válcování vysokopevných plechu a využití metodiky fyzikální laboratorní simulace termomechanického tvárení pri studiu strukturních procesu. Abstract Microalloyed steels, manufactured by controlled rolling, are constructional materials with all the time in plant meaning. Their production gives not only economic advantages, but also substantial improvement of quality in combination with optimum structure and notching ductility. We examine grain growth near warming- up connection with solubility of microalloyed elements Nb and Ti. Heating temperatures are obviously lower near common C-Mn steels. First-rate requirements near rolling is obtaining fine austenitic structure in first phase. On one's behalf performance hereof requirements advantage use multiple recrystallization in 1
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
single passes through areas of recrystallization temperatures. Finishing temperatures of first phase rolling have had exist under 1000 °C, to not enough to undesirable grain coarsening. Total amount of deformation in first phase is perhaps 60 as far as 80 %, which warrants finegrained austenitic structure. Rolling in second phase initialize after literary data near temperatures 770 as far as 830 °C according dimensions of semi-plate and near experiment wasn't essentially changed compared to usage on track. However, more slabs were simultaneously rolled with suitable records. Concurrently proceed plastometric tests, which in record showed strength conditions of final rolling under lower temperatures, so that by the help of matallography analyses of austenitic grain find out qualitative behaviour and quantitative sizing austenitic grain along final phase controlled rolling. Purposes due this contribution is then enlargement piece of kno wledge about possibility exploitation rolling- mill KVARTO 3,5 to thermomechanical rolling high strength plates and utilize results of physical laboratory to simulate thermomechanical rolling near studies structural cases.
1. Úvod Výroba plochých výrobku má neustále vzrustající tendenci. Tato tendence je vyvolána rustem potreby tlustých plechu zejména pro : - rust objemu svarovaných konstrukcí - zvyšuje se výroba lodního prumyslu - výstavba velkoprumerových potrubí pro dopravu plynu a ropy. Soucasné válcovací trate umožnují svou úrovní technologického zarízení dosahovat vyšších užitných vlastností vývalku pri nižší energetické a materiálové nárocnosti. V republice je KVARTO 3,5 jediná válcovna tlustých plechu, která díky vysoké modernizaci vyrábí plechy, jejic hž provedení po technické stránce snese srovnání s konkurencí. Z hlediska jakosti sortimentu mají plechy z mikrolegovaných ocelí vysoké užitné vlastnosti, ale i vyšší požadavky na technické zabezpecení a vyšší opotrebení technického zarízení. Vybrané znacce této kategorie je v tomto príspevku venována detailní pozornost a to jak po stránce provozního válcování, tak i laboratorních simulací. Metody urcování funkcí popisujících chování kovových materiálu za tepla se prudce vyvíjejí. Puvodní jednoduché závislosti jsou nahrazovány komplikovanejšími vztahy zahrnujícími vlivy mnoha fyzikálních a metalurgických faktoru. Mezi nejvýznamnejší z nich patrí uzdravovací procesy, v podmínkách spojité deformace v oblasti austenitu je to obvykle statická a dynamická rekrystalizace. Pri prerušovaných procesech tvárení, které jsou v prumyslové praxi nejrozšírenejší, se jedná s ohledem na predchozí stupen deformace pri jejím prerušení o postdynamické procesy od statického zotavení pres statickou rekrystalizaci až po rekrystalizaci metadynamickou. Všechny tyto jevy se s výhodou zkoumají na torzních plastometrech. Výsledky a vyhodnocení laboratorních simulací technologického procesu rízeného válcování provedených na torzním plastometru SETARAM, slouží k presnému nastavení a rízení termodynamických podmínek na trati 3,5 KVARTO. 2. Rízené válcování 2.1 Chemické složení mikrolegovaných ocelí Zavedení rízene válcovaných mikrolegovaných ocelí umožnilo zvýšení meze kluzu ve srovnání s ocelí typu C-Mn (St 52) o 50 až 100 % pri nižším obsahu uhlíku. Snížení obsahu uhlíku je duležité z hlediska dobré svaritelnosti oceli. Na svaritelnost lze usuzovat z hodnoty uhlíkového ekvivalentu Ce. 2
METAL 2004
Ce = Wc ?
Hradec nad Moravicí
W Mn 6
?
WV ? W Mo ? WCr 5
?
W Ni ? WCu 15
(1)
kde W je hmotnostní podíl i-tého prvku v % Hodnota Ce pro mikrolegované oceli je v rozmezí 0,37 až 0,44 [1]. Nejcasteji se používá kombinace legur niob – vanad. Mají vysokou afinitu k uhlíku a dusíku, jejich vylucování ve forme precipitátu je nejintenzivnejší pokud jsou deformacne indukované ve spodní teplotní oblasti austenitu a dále na mezifázovém rozhraní pri premene, respektive v interkritickém intervalu teplot AC1 ? AC 3 a ve feritu. Pritom disperzní precipitát umožnuje ovlivnovat vhodným tepelne-deformacním režimem tvárení rekrystalizaci a rust zrna, a tím prostrednictvím mikrostruktury i mechanické vlastnosti rízene ci termomechanicky válcovaného výrobku. Soucasne mikrolegované výšepevné svaritelné konstrukcní oceli jsou tedy nízkouhlíkové, metalurgicky velmi cisté vyznacující se vedle zvýšených pevnostních vlastností zpusobených predevším mechanismy zjemnení zrna, precipitacního a substrukturního zpevnení, také vysokou plasticitou [2]. U chemického složení mikrolegovaných ocelí je zvlášte duležitý nízký obsah síry. Nízký obsah síry a feritická struktura oceli zpusobuje vysokou houževnatost pri teplotách zkoušení v intervalu teplot od +20 do –80 ?C a zároven vysoká cistota a malá segregace chemických prvku voceli zpusobuje vysokou odolnost proti praskání ( pusobení H2 S) [3].
2.2 Fyzikální podstata rízeného tvárení Pro rízené válcování tlustých plechu se používají dva základní technologické zpusoby. Dvoufázové válcování s jednou prodlevou a trífázové se dvema prodlevami. Tvárení za rízených podmínek deformace patrí k progresivním technologickým metodám, jejímž cílem je zhotovit tvárený výrobek se zvláštními vlastnostmi, kterých by nebylo možno dosáhnout pri bežném neregulovaném tvárení. Cílem rízeného tvárení mikrolegovaných ocelí je dosažení u úsporných nízkouhlíkových ocelí s malou prísadou niobu nebo vanadu vysokých hodnot meze kluzu, vysokých hodnot houževnatosti a odolnosti proti krehkosti za snížených teplot pri jejich dobré svaritelnosti. Techto vlastností lze dosáhnout takovými podmínkami tvárení, jimiž nedojde pred feritickou transformací austenitu k jeho rekrystalizaci [1].Teploty ohrevu mikrolegovaných ocelí se volí zpravidla nižší než u bežných nízkouhlíkových ocelí typu C-Mn. Teploty ohrevu jsou proto zpravidla okolo 1150 ?C. Pri techto teplotách dojde k rozpuštení karbonitridu [4]. Prvoradý požadavkem pri válcování v první fázi je získání jemné austenitické struktury. Pro splnení tohoto požadavku je výhodné použít nekolikanásobnou rekrystalizaci v jednotlivých pruchodech v oblasti rekrystalizacních teplot. U oceli C-Mn-Nb-V se statická rekrystalizace dokoncí za 5 až 8 sekund [5,6]. Dová lcovací teploty první fáze válcování by mely být menší než 1000 ?C, aby nedošlo k nežádoucímu hrubnutí zrna. Celkový stupen deformací v první fázi je asi 60 až 80 %, což zarucuje jemnozrnnou austenitickou strukturu. Po posledním úberu první fáze probehne ochlazení na teplotu, která zarucí, že již nedojde pri další deformaci k rekrystalizaci (pod teplotu nulové rekrystalizace) Válcování ve druhé fázi se zahajuje pri teplotách 770 až 830 ?C v závislosti na rozmerech provalku [7]. Výsledné mechanické vlastnosti a struktura závisí na teplotním rozmezí, ve kterém se provádí doválcování. Pri nižších teplotách doválcovací fáze se zvyšuje mez kluzu, vznikají protažená deformovaná zrna austenitu s vetším poctem subzrn, což umožnuje vznik jemnozrnné feriticko-perlitické struktury [8]. 3
METAL 2004 3.
Hradec nad Moravicí
Provozní experiment
3.1 Návrh experimentu Jako experimentální cást práce bylo navrženo provedení a vyhodnocení rízeného válcování tlustých plechu jakosti S460M podle normy CSN EN 10113 – 3, z nízkouhlíkové mikrolegované oceli na válcovací trati kvarto 3,5m spolecnosti VÍTKOVICE STEEL, a.s. Rízené válcování této oceli na této trati je zavedeno, pomerne bežne se provádí a není tedy významnou zvláštností. V tomto prípade však zvláštní cíl stanoven byl. V systému automatizovaného rízení trate jsou zakódovány dva možné postupy rízeného válcování, a to postup s jednou ochlazovací prodlevou a postup se dvema ochlazovacími prodlevami. Zatím se však výlucne používal postup s jednou prodlevou a postup se dvema prodlevami nebyl ani pri garancních zkouškách dodavatele rídícího systému ani pri bežném provozu overen. Po dohode s vedením technického úseku spolecnosti a jeho útvaru metalurgie bylo dohodnuto uskutecnit základní zjednodušené overení. Druhou cástí tohoto experimentu bylo provedení fyzikálních plastometrických simulací válcovacích postupu s jednou a dvema prodlevami za podmínek blízkých provoznímu válcování v plastometrické zkušebne výzkumu tvárení ve spolecnosti VÍTKOVICE výzkum a vývoj, spol. s r.o. Tyto simulace se poté vyhodnotily z pohledu hlavního meneného parametru, dotvárecí teploty. 3.2. Podmínky pokusného válcování plechu S460M Pro pokusné válcování se podarilo vyclenit nekolik bram ze dvou taveb, jejichž chemické složení taveb predstavuje tab. 1. Tab. 1. Chemické složení jakosti S460M podle normy a složení zkoušených taveb v % hm. znacka císlo C Mn Si P S Cu Ni Cr tavba S460M 1.8827 max0,16 max1,7 max0,6 max0,035 max0,030 max0,45 CSN EN 10113-3 t.a.15184 0,11 1,4 0,34 0,016 0,008 0,09 0,03 0,08 t.a.24929 0,11 1,42 0,32 0,025 0,008 0,1 0,03 0,1 znacka tavba
císlo
S460M 1.8827 CSN EN 10113-3 t.a.15184 t.a.24929
Nb
V
Ti
Mo
max0,05 max0,12 max0,05 max0,20
0,03 0,03
0,04 0,05
0,01 0,01
0,01 0,01
Alsum
N
Ce
min0,02 0,025
0,041 0,046
0,01 0,01
0.377 0,387
Tavby byly odlity do bram o prurezu 250 x 1530 mm a urceny k válcování plechu 21,8 x 2630 mm a 19,8 x 2630 mm v délkách vývalku 15000 a 18000 mm. Rídící systém válcovny umožnuje po vyválcování bramy vytisknout ve forme protokolu o výrobe vývalku veškeré duležité údaje o geometrických parametrech, teplotách a vlastním prubehu válcování. Zejména jsme sledovali tyto parametry: 4
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
TKR1 - teplota konce 1. rozválcovací fáze TPD - teplota pocátku doválcování TKR2 – teplota konce 2. rozválcovací fáze tau 1pau-cas 1. pauzy, tau 1F - cas 1. válc. fáze Bohužel musel být pri pokusném válcování na zakázku respektován predevším úkol dosáhnout predepsané vlastnosti plechu a pro úcel experimentu se nepodarilo dosáhnout svolení k širší škále doválcovacích teplot. Doválcovací teploty jsou u všech vývalku válcované série v pomerne malém rozptylu, což je výhodné z hlediska rovnomernosti vlastností všech plechu, ale neumožnuje to vyhodnotit závislost vlastností na doválcovací teplote, a tak získat podklady pro její cílené využívání k ovlivnování úrovne meze kluzu a dalších vlastností. 3.3 Vlastnosti plechu S460M Z celkem 23 vývalku z uvedených taveb se odebral materiál pro zkoušky z osmi vývalku, ve skladbe ctyr vývalku tlouštky 19,8 mm z tavby 15148 a ctyr vývalku tlouštky 21,8 mm z tavby 24929, ze ctverice vždy po dva válcovány s jednou prodlevou a dva se dvema prodlevami. Pokud jde o hlavní charakteristiku, mez kluzu, je z obr. 1. videt, že u tavby15184 se diference doválcovací teploty DT o necelých 20 °C na mezi kluzu v podstate neprojevila, ale u druhé tavby 24929 znamenal stejný teplotní rozdíl, byt je u posuzovaných hodnot u obou taveb velmi málo, dosažení vynikající úrovne meze kluzu u vývalku s DT 730 °C.
Obr.1. Závislost meze kluzu na DT u zkušebních vývalku jakosti S460M Fig. 1. Functionality of yield strength on final rolling temperature tested plates S460M Obecne však platí, že se zvetšující se tlouštkou rízene tváreného (válcovaného) výrobku je pro dosažení stejné úrovne meze kluzu nutné zajistit nižší doválcovací teplotu. To souvisí pochopitelne s vetším teplotním gradientem a vetším tepelným obsahem tlustšího výrobku. U zkoumané oceli se ukazuje, že má potenciál zvýšení meze kluzu až na úroven 500 MPa u tlouštky okolo 20 mm a zrejmne potenciál k dosažení 460 MPa i u vetších tlouštek, avšak pri nižší doválcovací teplote. Bohužel je snížení doválcovací teploty spojeno u 5
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
techto vetších tlouštek s velmi dlouhými ochlazovacími prodlevami. To nelze bez možnosti zrychleného ochlazování rešit jinak než válcováním co nejvetšího technicky zvládnutelného poctu vývalku soucasne rozválcovaných v úseku stolice a dále racionálním snížením teploty ohrevu bram. Z fyzikálne metalurgického hlediska lze pripustit teploty blížící se až k 1100 °C, pokud je však možné zajistit rovnomerné prohrátí bram v logisticky únosné dobe [9]. U ctyr vývalku se provedlo stanovení teplotní závislosti nárazové práce na teplote zkoušení. Opet se jednalo o vývalky válcované s jednou a dvema prodlevami. Z výsledku je videt, že podle ocekávání, vzhledem k podobnosti taveb a podmínkám výroby, jsou i výsledky zkoušení nárazové práce u všech ctyr vývalku velmi podobné. Výchozí úroven závisí na orientaci zkoušek a je pro podélný smer pri pokojové teplote okolo 200 J a pro prícný smer mezi 100 a 150 J. S teplotou zkoušení se nárazová práce snižuje a úroven prechodu ke krehkému porušení, která bývá limitována napr. hodnotou 27 J, dosahuje pro podélný smer až pod –60 °C a pro prícný smer v oblasti -50 až -60 °C. To je velmi dobrá a vysoká úroven odolnosti, která umožnuje použití techto plechu ve velmi nárocných provozních podmínkách. Samotná ocel, resp. z ní termomechanicky válcované plechy mají ve skutecnosti ješte vyšší potenciál této charakteristiky, pokud by se použila ješte „cistší“ ocel s nižším obsahem síry. 4. Plastometrická simulace Použitá metodika experimentu je založena na využití osvedceného zarízení v plastometrické laboratori výzkumu tvárení ve VÍTKOVICE – Výzkum a vývoj, spol. s r.o, a to plastometru SETRAM. Predností techto krutových zkoušek je celá rada a jsou odvozeny nejen od technické úrovne vlastního zarízení, ale i rady let zkušeností se systematickým výzkumem tvaritelnosti ocelových materiálu za tepla [10 – 17]. 4.1. Plastometrický experiment Pokud jde o vlastní simulaci na krutovém plastometru SETARAM, existují urcitá fyzikální omezení daná konstrukcí stroje, pro která nelze zcela identicky nasimulovat proces prerušovaného tvárení. Je treba využít nekterá zjednodušení a modifikace tvárecího procesu, která však nemají takový charakter, aby zásadne menila simulovaný proces. Nekteré významnejší úpravy tvárecího procesu budou zmínena detailneji. V prípade této práce nebylo, napr. možno simulovat 18 pruchodu vývalku válcovací stolicí, resp. 18 válcovacích úberu, ponevadž plastometr umožnuje naprogramovat pouze 12 deformacních kroku. Tento handicap lze rešit – modifikovat nekolika zpusoby. Zde se zvolil postup, kdy se nejdríve vypocetla velikost uskutecnených celkových deformací v každé ze dvou , resp. trech válcovacích fází u provozních vývalku. U prerušované simulované kroutící zkoušky se zachovaly tyto deformace v odpovídajících teplotních oblastech, avšak pri zmenšeném poctu deformacních kroku. Je zrejmé, že tímto postupem nebyly dodrženy jednotlivé deformace na úrovni skutecných válcovacích úberu ale byly dodrženy celkové dílcí deformace do ochlazovací prodlevy, mezi prodlevami a pri doválcování. Dalším parametrem, který nejde ve vetšine prípadu zcela presne pri simulacích dodržet je deformacní rychlost. Zde se uplatnují omezení plastometru vyplývající z limitovaných rychlostí otácení upevnovacích kleštin plastometru pri dvou prevodových pomerech, které jsou k dispozici, reakcních casu elektromechanické spojky, setrvacných hmot otácejících se cástí a maximálního prenášeného kroutícího momentu pri zvoleném prevodovém pomeru. Vetší problémy nastávají pri simulaci tvárecích procesu probíhajících pri válcování vyššími, jako je napríklad válcování pásu za tepla. Tento handicap lze rešit pouze snížením deformacní rychlosti, které však, bohužel, musí být nekdy pomerne znacné. Posledním z významných parametru, který je treba pri simulaci reálného procesu tvárení za tepla co nejvíce priblížit skutecnosti je teplota. Plastometr SETARAM umožnuje 6
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
naprogramovat teplotní zmeny, avšak zejména ve fázích poklesu teploty pri nebo mezi deformacními cykly jsou teplotní zmeny limitovány fyzikální rychlostí chladnutí vzorku daných rozmeru zdaného materiálu. Presnost dodržování teplotního prubehu deformacního procesu pri kroucení lze zvýšit stanovením teplotní funkce pro zkoumaný materiál, což je však velmi nárocné na cas a pocet zkoušek, které je treba pro tento úcel deformovat. Pro bežné zkušební programy s únosnými diferencemi od naprogramovaných teplot je lépe se spolehnout na zkušenost obsluhy plastometru. Pro plastometrické simulace se vybral jako reprezentant termomechanicky válcovaný plech. Deformacní rychlost byla v tomto prípade pro simulaci snížena 25 násobne. Dále byla snaha dodržet casový prubeh deformace, tj. zejména délku prodlev mezi válcovacími fázemi. Pokud jde o teplotní režimy, byla naprogramována jedna plastometrická zkouška s režimem a dotvárecí teplotou odpovídající simulovanému vývalku a pak další zkoušky s posunutými teplotami dotvárecích fází za úcelem získání odstupnovaných doválcovacích, resp. dotvárecích teplot. S ohledem na zamýšlený pokus analyzovat mikrostrukturu v ruzných fázích tvárení a pri odlišných dotvárecích teplotách se nekteré zkoušky provedly jako prerušené ve stanovených fázích procesu a u nekterých se fixoval strukturní stav rychlým ochlazením vodou, což zkušební zarízení umožnuje. Obr. 2 je ukázka výsledku simulace trífázového válcování plechu po ohrevu na1200 °C. Po dvanácté deformaci byl vzorek zakalen vodou (TQ) k umožnení analýzy dosaženého konecného strukturního stavu (poslední 2 úbery byly v prubehu fázové transformace).
1. Úber 0,182 2. Úber 0,173
250 771°C 755°C
797°C786°C 800°C
3. Úber 0,165
TQ
200
4. Úber 0,156 8,5
sigma MPa
940°C 150
5. Úber 0,285
949°C 953°C
1006°C
100
50
6. Úber 0,277
1142° C
7. Úber 0,294
1069°C 1107°C 161 - 2. ochl. 8,3 pauza
8. Úber 0,207
8,8 8,9
6,8 s
14,9
0 0,000
9. Úber 0,165
7,5
6,7
0,500
119,3 - 1. ochl. pauza7,8 1,000
1,500
Se
2,000
2,500
3,00010. Úber -
0,165
Obr.2 Ukázka výsledku simulace trífázového válcování plechu
11. Úber 0,139
Obr. 2. Ukázka výsledku simulace trífázového válcování plechu Fig. 2. Sample of three-phase plate rolling simulation results 7
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
Na obr. 3 je rovnež ukázka výsledku simulace trífázového válcování plechu po ohrevu na 1200 °C, ale po dvanácté deformaci je vzorek volne ochlazen(TVo) k umožnení porovnání konecné mikrostruktury po volném ochlazení simulujícím chlazení plechu (deformacní režim podobný jako u vzorku v obr. 2). V obrázku jsou uvedeny zbytkové mechanické vlastnosti po roztržení za studena.
1. Úber 0,182 2. Úber 0,173
250 769°C 792°C 782°C
sigma MPa
954°C
1143° C50
0 0,000
4. Úber 0,156 5. Úber 0,285
941°C
150
100
TVo
795°C
200
3. Úber 0,165
749°C
951°C
6. Úber 0,277
1006°C
7. Úber 0,294
Re=490 [Mpa] Rm=565,3 [Mpa] A5=18 % Z=27,8 %
1071°C 1110°C
8. Úber 0,207 9. Úber 0,165
0,500
1,000
1,500
2,000
2,500
3,000
Se Obr. 3 Ukázka výsledku simulace trífázového válcování plechu
10. Úber 0,165 11. Úber 0,139
Obr. 3. Ukázka výsledku simulace trífázového válcování plechu Fig. 3. Sample of three-phase plate rolling simulation results 4.2.
Studium struktury simulacních zkoušek K orientacnímu posouzení struktury v porovnání se strukturou provozních plechu se odebraly vzorky kroutících zkoušek s dotvárecími teplotami 715 až 780 °C. Základní dokumentace mikrostruktury se provedla ve spolecnosti VÍTKOVICE-zkušebny a laboratore, spol. s r.o. Zpusob odberu a príprava vzorku se provedla bežnými postupy, s tím, že dokumentované místo odpovídá tzv. reprezentativnímu polomeru na prurezu pracovní cásti krutové zkoušky. Struktury odpovídající jednotlivým dotvárecím teplotám kroutících zkoušek simulujících režimy válcování s odstupnovanými doválcovacími teplotami jsou serazeny na obr. 4, 5 a 6. Je z nich videt, že pres zmenu dotvárecí teploty ve sledovaném rozmezí nedošlo k výrazným zmenám ve velikosti feritického zrna. Ve všech prípadech se zjistila velmi jemnozrnná struktura tvorená polygonálními zrny feritu s mírne nerovnomernou velikostí. Proti ocekávání se nezjistilo výraznejší protažení zrn pri teplote 715 ° C, která by již mela být pod teplotou Ar 3 zkoumané oceli.
8
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
Obr.4.Mikrostruktura krut. zkoušky Obr.5.Mikrostruktura krut. zkoušky Obr.6. Mikrostruktura krut. zkoušky
DT 780 °C, zvetšeno 1000 x DT 748 °C, zvetšeno 1000 x DT 715 °C, zvetšeno 1000 x Fig 4. Microstructure of torsion test , final temperature 780 °C, 1000x Fig 5. Microstructure of torsion test , final temperature 748 °C, 1000x Fig 6. Microstructure of torsion test , final temperature 715 °C, 1000x
Obr.7. Mikrostruk. krut. zk. rychle ochlazeno DT 873 °C, zv. 1000 x
Obr.8. Mikrostruk. krut. zk. rychle Obr. 9. Mikrostruk. krut. zk. rychle ochlazeno DT 800 °C, zv. 1000 x ochlazeno DT 697 °C, zv. 1000 x
Fig 7. Microstructure of torsion test , rapid cooling, final temperature 873 °C, 1000x Fig 8. Microstructure of torsion test , rapid cooling, final temperature 800 °C, 1000x Fig 9. Microstruc ture of torsion test , rapid cooling, final temperature 697 °C, 1000x
U podobného seriálu kroutících zkoušek simulujících celý tvárecí proces se na krutovém plastometru provedla fixace strukturního stavu po ukoncení tvárení. Vzorky odebrané z kroutících zkoušek po fixaci strukturního stavu byly naleptány 2 % HNO 3 .Toto naleptání u rychle ochlazené struktury nízkouhlíkové oceli vyjeví strukturní složky ferit, perlit a bainit, 9
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
který vznikne z austenitu prítomného ve strukture v momente ochlazení. Z naleptaných vzorku jsem pro názornou dokumentaci vybral snímky vzorku na obr. 7, 8 a 9. Zkoušky byly dotváreny pri teplotách 870 – 800 a 700 °C. Z nich je na rozdíl od výše popsaných struktur volne vychlazených simulacních zkoušek, videt pri velkém zvetšení, že s vyšší dotvárecí teplotou se zvetšuje velikost bloku transformovaného bainitu. To je neprímým dukazem toho, že velikost a tvar austenitických zrn nebyla po deformaci uskutecnené po poslední pauze plne ekvivalentní z hlediska protažení a zploštení. Pritom se všech prípadech jednalo o stejne velkou deformaci pod teplotou považovanou u tohoto typu oceli za limitující z hlediska bezprostredne probíhající rekrystalizace deformované struktury. Poslední sérií simulovaných kroutících zkoušek , byly zkoušky u nichž se prerušení tvárecího procesu a fixace strukturního stavu provedla vruzných okamžicích. Takto byly zachyceny struktury pri tvárení pred poslední deformací pred prodlevou, behem prodlevy a na konci ochlazovací prodlevy a po ukoncení tvárení. U takto rychle ochlazovaných vzorku jsme se pokusili o naleptání austenitické struktury ve stavu pred zakalením prostredkem Alkilo. Metodika vyvolání austenitického zrna u nízkouhlíkových ocelí není snadnou záležitostí a o to cennejší je série snímku na obr. 10 až 12, ze kterých je velice názorne videt vývoj ve velikosti a tvaru austenitického zrna zkoumané oceli v prubehu rízeného tvárení. Analýza velikosti techto austenitických zrn lineární metodou podle CSN 40 0462, odst. 3.6.1 pri zvetšení 500 x ukázala zajímavé kvantitativní údaje, viz. tab. 2., ve smeru dvou hlavních rozmeru zrn.
Obr.10. Aust. str. krut. zk. 29/15 po 7. def. rychle ochl z 940 °C; 500 x
Obr.11. Aust. str. krut. zk. 29/11 po 10. def. rychle ochl z 777 °C; 500 x
Obr12. Aust. str. krut. zk. 29/5 po 12. def. rychle ochl z 700 °C; 500 x
Fig 10. Austen. structure of torsion test, rapid cooling, after 7. pass, final temperature 940 °C, 500x Fig 11. Austen. structure of torsion test, rapid cooling, after 10. pass, final temperature 777 °C, 500x Fig 12. Austen. structure of torsion test, rapid cooling, after 12. pass, final temperature 700 °C, 500x
Nejvetší zrno s nejmenším protažením bylo zmereno pred poslední deformací pred prodlevou. V prubehu prodlevy nedocházelo ke zmene velikosti zrna ani pomeru jeho hlavních rozmeru. K výraznému zmenšení rozmeru a k protažení zrn došlo po dotvárecí fázi procesu.
10
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
Tab. 2. Velikosti zrna u krutových zkoušek rychle ochlazených Tab. 2. Grain sizes from rapid cooled torsion testing c. zkoušky 29/16 29/15 29/14 29/12 29/11
rozmer aust. zrna prícne 0,0136 0,0112 0,0118 0,0109 0,0069
stav struktury po 6, pred 7. deformací po 7. deformaci pred prodlevou v 1/3 prodlevy po prodleve po úplném procesu
rozmer aust. zrna podél 0,0163 0,0146 0,0157 0,0142 0,0127
pomer 1 : 1,20 1 : 1,30 1 : 1,33 1 : 1,30 1 : 1,84
5. Závery Zavedením rízeného válcování se šetrí nejen drahé legující prvky a pecní kapacity pro následné tepelné zpracování, ale i spotreba oceli, protože rízené válcování (zvlášte mikrolegovaných ocelí) umožnuje dosažení vyšších pevnostních hodnot pri vyhovujících ostatních vlastnostech [9]. Provedené práce prokázaly, ekvivalentní výsledky mechanických a strukturních vlastností plechu termomechanicky válcovaných ve 2 a ve 3 fázích. Použitým režimem ohrevu a válcování se dosáhly požadované vlastnosti – mez kluzu na požadované úrovni a velmi dobrá úroven houževnatosti. Z pohledu casového se jeví válcování ve dvou fázích u zkoušeného sortimentu výhodnejší menší casovou ztrátou. Bohužel je snížení doválcovací teploty spojeno u techto vetších tlouštek s velmi dlouhými ochlazovacími prodlevami. To nelze bez možnosti zrychleného ochlazování rešit jinak než válcováním co nejvetšího technicky zvládnutelného poctu vývalku soucasne rozválcovaných v úseku stolice a dále racionálním snížením teploty ohrevu bram. Z fyzikálne metalurgického hlediska lze pripustit teploty blížící se až k 1100 °C,pokud je však možné zajistit rovnomerné prohrátí bram v logisticky únosné dobe. Rovnež se provedla rozšírená plastometrická simulace a analýza struktur pri rízeném tvárení. Zkouškami plastometrických simulací se studovaly strukturní zmeny u zkoumané oceli typu C-Mn-Nb-V v prubehu tvárení. Pomocí metalografické analýzy austenitického zrna se zjistilo kvalitativní chování a kvantitativní zmeny velikosti austenitického zrna v prubehu dotvárecích fází rízeného tvárení. Clánek vznikl jako diplomová práce a také díky cástecné podpory Grantové agentury Ceské republiky v rámci rešení grantu 106/04/0601, za což autori vyslovují podekování. LITERATURA [1] ŽÍDEK, M., DEDEK, V.,SOMMER, B. Tvárení oceli, Praha: SNTL, 1988. [2] ŽÍDEK, M. Metalurgická tvaritelnost ocelí za tepla, skripta VŠB: Ostrava, 1984. [3] MATROSOV, J. I. aj. Vysokocistaja mikrolegirovannaja niobem H 2 S- stojkaja trubnaja stal X65-X70, ISSN 0038-920, Stal, c. 12, str. 55 – 58. [4] KLIBER, J., KOVÁCOVÁ, V. Sborník vedeckých prací VŠB Ostrava, c. 1, 1991, roc. XXXVII, clánek 1043. 11
METAL 2004
Hradec nad Moravicí
[5] KLIBER, J. Rízené tvárení. Hutnické listy, c. 4-7/2000, rocník LV. s. 86-91. ISSN 00188069. [6] KLIBER, J., SCHINDLER, I., GAVACOVÁ, M. Interaction between precipitation and recrystallization during high temperature deformation of HSLA steels. Confer. Rex.92. Spain. Trans. Techn. Publication, Switzerland, Materials Science Forum, Vol. 113-115 pp.479-484. [7] KOVÁC, F. Strukturné aspekty riadeného válcovania, kandidátská práce, Košice, 1983. [8] DAVIS, C.L., STRANGWOOD, M. : Preliminary study of the inhomogeneous precipitate distributions in Nb-microalloyed plate steels, Journal Materials Science 37, 2002, str. 1083 – 1090. [9] KLOTKA, P. Technicko-ekonomické ukazatele rízeného válcování tlustých plechu ve Vítkovice Steel, a.s., Diplomová práce, katedra tvárení materiálu FMMI, VŠB-TU Ostrava, 2003. [10] SCHINDLER, I., BORUTA, J. Nové metody studia plastických vlastností ocelí pomocí automatizovaného torzního plastometru. Monografie Hutnické aktuality, c.9, 1992. [11] KLIBER, J., SCHINDLER, I. Determining strain and strain rate of the torsion test at the simulation of the metal forming processes. In Proc. of 7th Inter. Symposium on Physical Simulation of Casting., Hot Rolling and Welding, Tokyo, Japan. ISBN 4-9900563-1-0, January 1997, p. 413-416. [12] KLIBER, J. Simulation of forming processes by plastometric tests. Transactions of the VSB-Technical University, Metallurgical Series. Vol. 1., 1998, XLIII, paper 1169, pp. 153., ISBN-0474-8484. [13] KLIBER, J., SCHINDLER, I., BORUTA, J. Aplikace krutových zkoušek pri vyhodnocování prubehu rekrystalizace a precipitace v mikrolegovaných ocelích. In: Proc. Conf. PLAST 94, Wisla , Polsko, September 1994, pp. 61-66. [14] BORUTA, J., DEDEK, V., SCHINDLER, I. – ŽÍDEK, M. Moderní krutový plastometr k presnému zjištování deformacních charakteristik za tepla tvárených kovu. Hutnické listy, 1993, c. 7 – 8, s. 37 – 44. [15] BORUTA, J.,LYKO, J., SCHINDLER, I. Experimentální zkušenosti s fyzikálním modelováním tvárecích procesu. Hutnické listy, 1996, c. 5 – 6, s. 21 – 30. [16] SCHINDLER, I., BORUTA, J. Utilization Potentialities of the Torsion Plastometer. Knižní publikace, Poland, Katovice, Silesian University, 1998. [17] KLIBER, J. Rolling to torsion conversion.In. Mez. konference Walcownictwo 02, Ustron, pazdziernik 2002, Akapit, Krakow, s. 109-114, ISBN 83-7108-107-3.
12
