Zkušebnictví, měřictví, laboratorní metody

Hutnické listy č.1/2008

Zkušebnictví, měřictví, laboratorní metody

zkušebnictví, měřictví, laboratorní metody Plastometrický výzkum deformačního chování řízeně tvářených materiálů Ing. Josef Bořuta, CSc., Ing. Petra Gembalová, Ing. Daniel Omacht, Aleš Bořuta, Zdeněk Kubánek, VÍTKOVICE - Výzkum a vývoj, spol. s r. o. Ing. Tomáš Kubina, PhD., Prof. Ing. Ivo Schindler, CSc., FMMI VŠB – Technická univerzita Ostrava

Kontinuální a přerušované krutové zkoušky jsou často využívané pro určení deformačních charakteristik. Pro výzkum těchto parametrů lze využít univerzální plastometr SETARAM-VÍTKOVICE, který je ve společnosti VÍTKOVICE - Výzkum a vývoj. Tento zmodernizovaný počítačově řízený plastometr patří mezi univerzální zařízení, na kterém lze kromě běžných krutových zkoušek provádět například i namáhání čistou torzí, torzí s přídavným tahem, čistým tahem a nebo také tlakem. Je zde uvedena řada příkladů využití tohoto univerzálního zařízení.

1. Úvod V souvislosti s celosvětovým trendem v oblasti metalurgie se zvyšují nároky na užitné vlastnosti ocelí a je snaha snižovat výrobní náklady na minimum zejména z hlediska energetického, ekologického i ekonomického. Také nároky na tvářené výrobky neustále vzrůstají, proto je důležité získávat nové poznatky o vlastnostech tvářené oceli). Pro stanovení deformačních charakteristik se nejčastěji používají krutové zkoušky, a to spojité nebo přerušované. Ke zkoumání těchto parametrů lze použít plastometr SETARAM-VÍTKOVICE, který je ve Výzkumu tváření ve společnosti VÍTKOVICE Výzkum a vývoj, spol. s r. o. již řadu let úspěšně provozován. Tento moderní, počítačem řízený plastometr patří mezi univerzální zařízení, umožňuje provádět nejen zkoušky kroucením, ale i s přídavným tahem, čistým tahem a nejnověji i tlakové zkoušky. Výsledky zkoušení poskytují řadu užitečných dat pro modelování tvářecích procesů [1,2]. Tabulka I Chemické složení ocelí – vybrané podstatné prvky (hm. %) Table I Chemical composition of steel – selected important elements (weight%)

Ocel X6CrNiTi1810 11 523Nb IF ocel Dynamo ocel

80

C 0,07

Mn 1,39

0,16 0,005 0,008

1,36 0,109 0,40

Cr 18,2 -

Ni 10,3

Ti 0,48

-

0,07 -

X6CrNiTi1810 11 523Nb IF ocel Dynamo ocel

Si 0,73

P 0,022

S 0,007

Al -

Nb -

0,20 0,008 0,60

0,008 0,009 0,120

0,015 0,007 0,005

0,037 0,027 0,003

0,03 -

Příspěvek přináší některé zajímavé příklady využití tohoto univerzálního plastometru z oblasti výzkumu optimálních podmínek tváření různých materiálů. Chemické složení ocelí, které byly vybrány jako příklady využití jsou uvedeny v Tab. 1. Kromě materiálů ocelových jsou dále prezentovány i ukázky deformačních chování neželezných materiálů a to čisté mědi a mosazi typu Ms70.

2. Univerzální plastometr SETARAMVÍTKOVICE V plastometrické laboratoři firmy VÍTKOVICE Výzkum a vývoj, spol. s r. o. je již řadu let v provozu unikátní zařízení – univerzální plastometr SETARAMVÍTKOVICE.



Obr. 1 Univerzální plastometr SETARAM-VÍTKOVICE. Fig. 1 Universal plastometer SETARAM - VÍTKOVICE

Toto zařízení umožňuje v rámci širokého intervalu teplot (300 – 1600°C) provádět dva základní druhy experimentů. K tomuto rozpětí teplot se používají dva pyrometry. Jednoduchá kontinuální zkouška slouží k získání základních informací o zkoušeném materiálu a to jednak zjištění deformačního chování – tvařitelnosti a jednak výzkum deformačních odporů ocelí, resp. kovů obecně. U této zkoušky je možno volit možnost mezi kroucením až do úplného vyčerpání tvařitelnosti – lomu či tuto zkoušku dle uvážení obsluhy zastavit v předem stanoveném počtu zkrutů. Druhý typ experimentu je tzv. zkouška přerušovaná. Ta se skládá z postupně za sebou jdoucích úběrů, v nichž u každého z nich je možnost měnit jednotlivé parametry jako teplota, rychlost kroucení, doba deformace a čas mezi jednotlivými úběry. Tyto parametry značně ovlivňují průběh experimentu a mohou se měnit v průběhu zkoušení všechny či jen jejich část. Dále se na univerzálním plastometru SETARAMVÍTKOVICE již řadu let s úspěchem využívá také možnost tahové zkoušky za pomocí přídavného zařízení, jenž bylo v průběhu používání vyvinuto pracovníky této firmy. Hlavními výhodami univerzálního plastometru SETARAM-VÍTKOVICE jsou možnosti simulace válcovacích procesů v laboratorních podmínkách s nízkými náklady a s tím spojenými i riziky. K tomuto se převážně využívá funkcí přerušované zkoušky. Plastometr SETARAM-VÍTKOVICE má možnost měnit rychlost deformace v rozpětí 4 řádů cca (10–4 až 10 s-1). Zkoušky, ať už se jedná o kontinuální či přerušovanou, se mohou po ukončení experimentu nechat buďto volně vychladit na vzduchu, či zakalit vodou pro následné metalografické zhodnocení. Mezi dva základní typy vzorků v praxi používaných patří vzorky o rozměru deformované části 6x10 mm nebo 6x50 mm – obrázek 2.

Obr. 2 Rozměry zkušebních tyčí. Fig. 2 Dimensions of test rods

Univerzální plastometr SETARAM-VÍTKOVICE je řízen pomocí moderního počítačového vybavení, je v současné době vybaven zcela novými zesilovači firmy KISTLER. V roce 2006 proběhla jeho celková renovace, jmenujme například dovybavení klimatizací pro udržení reprezentativních podmínek. Univerzální plastometr SETARAM-VÍTKOVICE je řízen pomocí unikátního software, jenž je vyvíjen zcela ve vlastní režii za spolupůsobení technika, čímž je dosaženo optimálního ovládání dle požadavků obsluhy a je zde možnost pružně reagovat na případné nedostatky a především vylepšení daného software. V roce 2007 bylo nutno přistoupit k neméně důležité a obtížné práci a to přizpůsobit, resp. takřka nově vyvinout software, který by umožňoval provedené úpravy kvalitně zúročit. Pro tým pracovníků, který se skládal z hlavního programátora Ing. Daniela Omachta, Zdeňka Kubánka, jenž hrál neméně důležitou roli v oblasti stránky technické a v neposlední řadě také technického pracovníka Aleše Bořutu, který vše koordinoval a zajišťoval. Koncem roku 2007 byla dokončena další část softwaru, který umožňuje provádět experimenty pomalým kroucením do roztavení zkoušky (indikuje nulový kroutící moment) s následným tuhnutím a tím stoupáním kroutícího momentu – zkušební tyč viz. obrázek 3. Zde je možnost zkoumat maximální teplotu solidu, resp. minimální teplotu likvidu daného materiálu.

81


Obr. 3 Zkušební tyč pro zkoušky roztavení s následným tuhnutím. Fig. 3 Test rod for melting tests with subsequent solidification

Vývoj řídícího software se skládal z úpravy prvotního korpusu programového vybavení, jenž byl přebrán ze starší fáze řízení univerzálního plastometru SETARAMVÍTKOVICE. Brzy se však ukázalo, že tato fáze je obtížnější než si celý tým původně představoval. Vzhledem k velkým odlišnostem původního řízení pomocí PC a renovovaného řízení, bylo brzy nutno zasahovat nejen do interface, ale v podstatě šlo o celkové předělání programů, ze kterých zůstal jen výchozí design. Pro více možných snímaných parametrů a především k podstatnému zrychlení snímaných dat bylo nutno zásadním způsobem změnit jádro databázového systému, kde jsou všechna data ukládána. Toto s sebou ovšem přineslo řadu programátorských i uživatelských nepříjemností, z nichž největší spočívala v natolik zásadní odlišnosti řízení, že již nebylo možno použít nově vytvářený program pro starší zkoušky. V této fázi byl vytvořen „meziprogram“, který umožňoval uživateli starší zkoušky otevřít. Nové programové vybavení s sebou přineslo ovšem řadu zásadních vylepšení, jmenujme například možnost vyhlazení naměřených dat ke spokojenosti uživatele. Se změnou snímání dat, čímž bylo – jak jest výše uvedeno – dosaženo rychlejší frekvence, bylo také možno lépe vyhodnocovat naměřená data u superrychlých zkoušek (například u špatně tvařitelných nástrojových ocelí, resp. u jakýchkoli zkoušek přerušovaných ve velmi krátkých časových intervalech).


je možno zafixovat rychlým ochlazením vodou, je možno velmi efektivně studovat hrubnutí struktury, ke kterému při ohřevu dochází. Kromě velikosti zrna se dá dobře analyzovat i oblast strukturních změn. Například při výzkumu austenitické oceli X6CrNiTi18-10, pro válcování pásů se zjistilo, že při teplotách nad 1250 °C se již dostáváme do oblasti δ-feritu, který by při následném válcování způsobil výrazné snížení tvařitelnosti, již takto hůře tvařitelné oceli. Je zajímavé, že hrubnutí austenitického zrna se stoupající teplotou bylo poměrně monotónní, až do oblasti výskytu feritu [3], zatímco u nízkolegovaných ocelí je funkce výrazně exponenciální při vysokých teplotách kolem 1300 °C. Příklady struktur po deformaci kroucením za tepla až do lomu u jiného typu vysokolegované oceli – ocel typu SA19a, jsou v následujících obrázcích 4 a 5. Zde naopak je účinek stoupajícího obsahu feritu se stoupající teplotou příčinou zvýšené tvařitelnosti za tepla.

Obr. 4 Vzorek DK 15, Td 1250 °C/5 min, kaleno. Heterogenní deformovaná struktura, dutiny u povrchu jako iniciace lomu, souvisí s austenitem Fig. 4 Sample DK 15, Td1250 ºC/5min., quenched. Heterogeneous deformed structure, cavities near the surface as initiation of fracture, connected with austenite

Celkově lze zhodnotit, že kooperující tým již v roce 2007 dosáhl značného vylepšení stávajícího experimentálního zařízení, čímž se významným způsobem zlepšila jeho užitná hodnota. Je přirozené, že postupně musí docházet ke kvalitativně novému vývoji ovládacích programů při tvorbě nové metodiky zkoušení, sběru dat, jejich vyhodnocování a zejména také nadstavbového vyhodnocování souborů zkoušení charakteristik deformačního chování v podmínkách variací parametrů a fyzikálních simulací procesů strukturně řízeného tváření.

3. Studium parametrů ohřevů U každého procesu tváření za tepla je důležitou operací již samotný ohřev. Kromě snížení deformačních odporů pro následné tváření, se při ohřevu v závislosti na jeho parametrech, zejména teplotě ohřevu, dosáhne rovněž nastavení výchozí struktury. Protože na plastometru je měření teploty velmi přesné a dosažený strukturní stav

82

Obr. 5 Vzorek DK 11, Td 1325 °C/3 min, kaleno. Téměř homogenní polygonální struktura uzdraveného feritu, austenit již minoritní. Fig. 5 Sample DK 11, Td 1325 ºC/3 min., quenched. Almost homogenous polygonal structure of recovered ferrite, austenite is already in minority.



4. Plastometrické studium deformačního chování při tváření ocelí Pro analýzy deformačního chování při tváření za tepla jsou využívány plastometrické záznamy zatěžovacích křivek buďto přímo, jako závislost momentu na počtu zkrutů (otáček), anebo po přepočtu na deformační napětí a deformaci. V následujícím obrázku 6 je schéma interpretace těchto závislostí. Pro zjednodušený popis kinetiky dynamické rekrystalizace, která sehrává dominantní roli v přípravných pořadích TŠP tratí, resp. ve vysokoteplotních oblastech tváření, se právě výsledky z torzních plastometrů nejčastěji využívají.

b – počátky RD deformace 3 otáčky

Zbývá dodat, že na postdynamické procesy má právě případné uplatnění dynamické rekrystalizace významný dopad. V místech, kde před mezipauzou již dynamická rekrystalizace proběhla, začne probíhat velmi rychlá rekrystalizace metadynamická.

pouze uzdravení jeden pík dynamická rekrystalizace cyklické chování

Obr. 6 Příklad závislosti napětí – deformace používané pro hodnocení dynamické rekrystalizace Fig. 6 Example of dependence strain – deformation used for evaluation of dynamic re-crystallisation

Takto, nebude-li dosaženo úplného průběhu dynamické rekrystalizace, může snadno dojít k heterogenitám a degradaci vlastností. Proto je žádoucí, aby zejména před delšími technologickými mezipauzami bylo dosaženo homogenní struktury. Pokud bude velikost deformace menší než ess, ale větší než ep, bude v mezipauze docházet k nerovnoměrnému růstu zrna a nežádoucí degradaci struktury. Příklady mikrostruktur plastometricky exponovaných vzorků, přerušených se zafixováním dosaženého strukturního stavu jsou v následujícím obrázku 7.

c – dosažení ustáleného toku (ss), deformace 10 otáček Obr. 7 Struktura vzorků tvářených na plastometru, teplota předehřevu 1250 °C, teplota deformace 1200°C, rychlost deformace 160 ot/min (0,4 s-1). Fig. 7 Structure of samples formed on the plastometer, pre-heating temperature 1250 ºC, deformation temperature 1200 ºC, strain rate 160 rev./min. (0.4 s-1). a – condition prior to start of RD deformation 2 revolutions b – start of RD deformation 3 revolutions c – achievement of stabilised flow (ss), deformation 10 revolutions

Vzorky o rozměru φ 6x50 mm byly předehřáty na teplotu 1250 °C, která ještě garantuje jednofázovou strukturu [3], a podrobeny krutovým zkouškám při teplotě 1200°C a rychlosti 160 ot/min (0,4 s-1). Při těchto parametrech byla provedena kontinuální zkouška do lomu a získána křivka M = f(N), kde M je kroutící moment, N počet otáček. Tato křivka se dále přepočítá na křivku σ - ε (obr. 6). Na základě průběhu křivky M = f(N) byly dále provedeny zkoušky přerušené po 2, 3 a 10 otáčkách. Všechny vzorky byly po deformaci ihned ochlazeny ve vodě za účelem fixace struktury pro následnou metalografickou analýzu. Metalografické hodnocení provedené J. Pechmanovou [4] a měření tvrdostí bylo provedeno v podélném řezu střední části zkušební tyče, který odpovídá reprezentativnímu poloměru. Ten je ve 2/3R, kde R je poloměr zkušební tyče.

a – stav před zahájením RD deformace 2 otáčky

Při našich výzkumech nejrůznějších materiálů stanovujeme zpravidla funkce dynamické rekrystalizace. Ze spojitých krutových zkoušek do lomu lze vyhodnotit charakteristiky dynamické rekrystalizace a to pomocí jejího počátku, který je definován napěťovým píkem. Tyto hodnoty slouží jako vstupní data pro stanovení aktivační energie. Je to důležitá materiálová konstanta zejména pro popis kinetiky

83



dynamické rekrystalizace a křivek napětí-deformace u nepřerušované deformace. Aktivační energie je velmi citlivá na změny chemického složení a mikrostrukturu za tepla tvářeného materiálu. Hodnotu aktivační energie lze vypočíst ze vztahu [1]: (1)

kde ė je deformační rychlost (s-1); C (s-1), α (MPa-1) a n jsou materiálové konstanty, R = 8,314 J.mol-1.K-1; T (K) je deformační teplota, σmax (MPa) je maximální deformační napětí. Pro nízké hodnoty napětí (tj. pro vysoké teploty) může být rovnice (1) převedena na vztah:

⎡ Q ⎤ n e& = C1 ⋅ exp ⎢− ⎥ ⋅ σ max ⎣ R ⋅T ⎦

(2)

a pro vysoké hodnoty napětí (tj. pro nízké teploty) na vztah:

⎡ Q ⎤ e& = C 2 ⋅ exp ⎢− ⎥ ⋅ exp(β ⋅ σ max ) ⎣ R ⋅T ⎦

(3)

kde C1, C2, n a β jsou konstanty; důležitá je konstanta β, pomocí které lze získat hodnotu α:

α=

β

n

(4)

Pro popis křivek napětí-deformace slouží vztah (5), který souvisí se Zener-Hollomonovým parametrem [1, 2]:

ep = u ⋅ Z W

(5)

Tato rovnice má význam pro stanovení kinetiky dynamické rekrystalizace. Zener-Hollomonův parametr je v podstatě teplotně-kompenzovaná rychlost deformace a stanoví se podle následujícího vztahu:

⎛ Q ⎞ Z = e& ⋅ exp⎜ ⎟ ⎝ R ⋅T ⎠

Q (J.mol-1) n α (MPa-1) C (s-1) U

11523 Nb

XCrNiTi 18–10 V4

Manual

Autom.

440 110

458 820

451 280

414 290

5,97

4,4

6,15

5,7498

0,01177

0,01141

0,00732

0,0065

6,77. 1015 0,00161

1,75. 1016 2,16578

1,43. 1017 0,00379

1,26. 1016 0,00426

V tabulce II jsou uvedeny stanovené hodnoty pomocí ENERGY 3.0 (V4) a ENERGY 4.0 – Manual (= lineární regrese), Automatic (= simplexní algoritmus) pro austenitickou ocel XCrNiTi 18-10. Na obrázku 8 je porovnání výpočtu píkového napětí v závislosti na teplotě deformace pro různé rychlosti deformace. Z hlediska napětí na píku (tj. maximálního napětí), jsou získané výsledky ze staršího (V4) i novějšího software porovnatelné hlavně s režimem Manual, protože jsou založené na vícenásobných lineárních regresích. Režim Automatic pracuje s dále upravenými a eliminovanými vstupními daty na principu nelineární regrese a to z důvodů např. možné fázové transformace při nižších teplotách. Toto konečný zjemňující výpočet výrazně zlepšuje stabilitu i rychlost výpočtu. V tom případě pak výpočet zahrnuje hodnotu Q jen jako jednu z materiálových konstant v rovnici (1). Proto je fyzikální smysl aktivační energie zanedbán, ale shoda mezi experimentálními a matematicky stanovenými daty (ep, σmax) může skutečně být maximalizována [5]. 400

(6)

V současné době používáme ke stanovení aktivační energie při tváření za tepla i dalších materiálových konstant pro popis počátku dynamické rekrystalizace software ENERGY 3.0, který je založen na principu vícenásobné lineární regrese.

manual automatic V4

350 300 250 σp (MPa)

⎡ Q ⎤ n ⋅ [sinh (α ⋅ σ max )] e& = C ⋅ exp ⎢− ⎥ ⎣ R ⋅T ⎦

Ocel

200 100 s

150

Stanovení aktivační energie pomocí novější verze programu ENERGY 4.0 je rozdělaná do dvou fázi. Nejprve jsou experimentální data postupně zpracována za použití částečných lineárních regresí. V této fázi dojde k eliminaci rozptylu vstupních dat a rozpoznání případné fázové transformace (tato část je víceméně stejná jako u staršího software ENERGY 3.0). Následně jsou takto upravené konstanty vyhlazeny automaticky pomocí nelineární regrese (simplexního algoritmu), která zahrnuje dvě navzájem nezávislé proměnné – teplotu a rychlost deformace [5]. Tabulka II Vybrané konstanty pro popis kinetiky dynamické rekrystalizace Table II Selected constants for description of kinetics of dynamic recrystallisation

84

10 s

100

1s

-1

-1

-1

50 0 850

950

1050

1150

1250

Td (°C)

Obr. 8 Závislost kritického napětí na píku σp - počátku dynamické rekrystalizace na teplotě při různých hodnotách rychlosti deformace (1, 10 a 100 s-1) - ocel XCrNiTi 18-10 Fig. 8 Dependence of critical stress at the peak σp – the beginning of dynamic re-crystallisation on temperature at various values of strain rate (1, 10 and 100 s-1) – steel XCrNiTi 18-10

Příklady závislosti kritické deformace počátku dynamické rekrystalizace ep na teplotě pro tři rozdílné deformační rychlosti (1, 10 a 100 s-1) pro mikrolegovanou ocel 11 523Nb je uveden na obrázku 9,



hodnoty stanovené pomocí programu ENERGY 3.0 jsou uvedeny v Tabulce I. 2,4 2,2 100 s-1

1,8 10 s-1 1,6

ep [-]

1,4 1,2

1 s-1

Pro skutečné podmínky válcování musí být hlavní napětí přepočteno na válcovací sílu Fv pomocí rovnice: Fv = σ ⋅ QFv ⋅ S (11)

1,0 0,8 0,6

kde QFv je válcovací faktor a S je vodorovný průmět doteku povrchu mezi materiálem a válcem.

0,4 0,2 0,0 750

850

950

1050

1150

T [°C]

Obr. 9 Závislost kritické deformace počátku dynamické rekrystalizace ep na teplotě pro tři rozdílné deformační rychlosti (1, 10 a 100 s-1) pro mikrolegovanou ocel 11 523Nb Fig. 9 Dependence of critical deformation of the beginning of dynamic re-crystallisation ep on temperature for three different strain rates (1, 10 and 100 s-1) for micro-alloyed steel 11 523Nb

5. Využití plastometrických výsledků při válcování ocelových pásů za tepla Přenos plastometrických výsledků do skutečných válcovacích procesů se uskutečňuje pomocí modelů predikce deformačního odporu. Na základě znalostí termodynamických hodnot (teplota, deformace, deformační rychlost) se popisuje hlavní napětí. Modely mohou být využívány v systému řízení válcovací stolice, ale také v softwaru při programování pomocí metody konečných prvků. V naší praxi často počítáme s materiálovými konstantami podle následujících 4 modelů: ⎛ 1ε ε σ = ∫ A ⋅ ε B ⋅ exp⎜ − B ⋅ ⎜ ε0 ε p ⎝

D ⎞ ⎟ ⎞ ⎛⎜⎜⎝ C − T + 273 ,15 ⎟⎠ ⎟ ⋅ ε& ⋅ exp (− F ⋅ (T + 273,15)) ⋅ dε ⎟ ⎠

(7)

6. Vymezení platností modelů – metoda anizotermické přerušované zkoušky kroucením Platnost modelů je vždy omezená a značně důležitou roli sehrávají vhodně stanovené okrajové podmínky. Také v této oblasti máme vyvinutý osvědčený [6] způsob provedení tzv. anizotermické přerušované zkoušky (APZ). Při této zkoušce se nemění velikosti deformace, rychlosti deformace ani časy mezideformačních přestávek a plynule se mění jen teplota deformace. 140 226 / 2 (F/2) - DYNAMO

760°C

120

1015°C 1056°C

100

975°C

80

792°C

934°C

1094°C

893°C

1130°C

σ [MPa]

2,0

Nevýhoda této rovnice je v exponentu deformační rychlosti, který je konstantní. To je ve vyjádření běžnou znalostí, kde exponent rychlosti deformace roste s teplotou. Rovnice (9) a (10) jsou použité pro hodnotu deformace e < 0,4, kde je dostatečný popis zpevňování materiálu. Materiálové konstanty jsou vypočteny pomocí regresí, v případě rovnice (7) nelineárními regresemi. Lineární regrese je postačující metodou pro další modely (8) – (10).

825°C 863°C

1142°C

60

40

20

0

σ = A ⋅ exp (− B ⋅ (T − 1000)) ⋅ exp(− C ⋅ (ε − 0,1)) ⋅ (10 ⋅ ε ) ⋅ (0,1 ⋅ ε& ) D

E

(8)

⎛

⎞ m n Q ⎟⎟ ⋅ ε ⋅ ε& ⋅ + 273 , 15 R ( T ) ⎝ ⎠

σ = A ⋅ exp⎜⎜

(9)

σ = A ⋅ (T + 273,15)m ⋅ ε m ⋅ ε& m 1

2

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

Se [-]

Obr. 10 Závislost deformačních napětí (PDO) na intenzitě deformace při anizotermické přerušované zkoušce vzorků z DYNAMO oceli po předchozím ohřevu na teplotu 1150 °C Fig. 10 Dependence of flow stress (PDO) on deformation intensity at anisothermal discontinuous test of samples made of dynamo steel after previous heating to the temperature of 1150 ºC

3

(10) kde T je teplota ve °C a A, Q, m, n, m1, m2, m3, B, C, D, E, F jsou materiálové konstanty. Nejvhodnější je model v rovnici (7) v širokém rozsahu deformací a je výsledkem dlouhodobé spolupráce s Prof. I. Schindlerem z VŠB-TU Ostrava [1]. Pojem zpevňování a změkčování zajišťuje přesnou predikci napětí v oblasti deformace ovlivněné dynamickou rekrystalizací. Její komplikovaná formulace je také nevýhodou pro využití ve skutečném řízení válcoven. Modifikovaná Hensel-Spittelova rovnice (8) je hojně využívaným vztahem a je jednou z rovnic v řídícím systému válcovny KVARTO 3,5 VÍTKOVICE – Steel.

Z obrázku 10 je zřejmé, že v průběhu klesající teploty při postupné deformaci dochází ke změnám struktury, které výrazně mění deformační chování. V daném případě se jedná o dynamo ocel a pokles deformačních křivek mezi teplotou 1015 °C až 863 °C souvisí s rychlou, deformačně indukovanou fázovou transformací γ-α.

85



Fig. 12 Dependence of stress on deformation intensity at simulation of rolling of bands at wide hot-strip mill T’SP 1700 from IF steel with us of procedure for the IF steel US STEEl. Simulation was preceded by heating 1240°C/10´-1200°C/1´. Intensity of strain rate was approx. 0.45 s-1. The sample was after the last deformation cooled down by water (Q).

(deformace ε = 0.25, ε& = 0.5 s-1, mezipauzy 10 s) různých typů ocelí v oblasti austenitu a ve dvoufázové oblasti po předehřevu 1200 °C/10´ ÷ 1000 °C/1´. Fig. 11 Dependence of mean flow stress (SPDO) on temperature (deformation, ε = 0.25, ε& = 0.5 s-1, intermediate stops 10 s) of various types of steel in the zone of austenite and in the two-phase zone after pre-heating 1200 °C/10´ ÷ 1000 °C/1´.

V minulosti jsme touto metodou identifikovali strukturní stavy a deformační chování celé řady ocelí. Pro možnost dobrého porovnání výsledků byly sestrojeny závislostí středních hodnot deformačních napětí na teplotě deformace – viz. obr. 11. Výhodou této zkoušky je i zohlednění účinku deformačního procesu na změny struktury a získávání charakteristik tzv. dynamických bodů přeměn, což má značný význam při vývoji moderních technologií řízeného tváření nejrůznějších typů materiálů.

7. Příklad plastometrické simulace válcování

Na dalším obrázku 13 je porovnání anizotermické přerušované zkoušky z mosazi a mědi; rozměry vzorků 6x50 mm; 850°C/5´; 160 ot/min; deformace 0,56 s; pauza 10 s; volné chlazení. 60 Mosaz Ms70 50 840 828

40 σ (MPa)

Obr. 11 Závislost středních deformačních napětí (SPDO) na teplotě

V obr. 12 je příklad výsledku plastometrického studia nízkoteplotní varianty válcování pásů z IF oceli pro podmínky TŠP 1700 v Košicích. Je zřejmé, že v celém úseku předválcovacího pořadí se uplatňuje dynamická rekrystalizace, zatímco po mezipauze, po snížení teplot na 945 °C, je to již jen rekrystalizace statická. V závěrečných třech průchodech byla nastartována velmi rychlá fázová transformace. Velikosti deformací i časy mezideformačních přestávek odpovídají reálným podmínkám TŠP. Vliv snížené deformační rychlosti se řeší přes stanovení zde popsaných modelů, resp. jako v [7].

818

809

800

792

801

793

782

768

759

850

30 851

20

841

831

822

811

783

758

764

Měď

10

0

Je známo, že plastometrická simulace technologických procesů tváření dává cenné informace pro optimalizaci stávajících, resp. i vývoj nových technologických procesů tváření. Také v oblasti výroby ocelových pásů, jsme prostřednictvím našeho plastometru, nasimulovali již několik materiálů a to pro podmínky válcování na TŠP 1700 v Košicích. 150 226 / 49 FF/5 - IF ocel

906°C

881°C 865°C

945°C

120

σ [MPa]

859°C 1032°C

90 1068°C 1099°C

855°C

1121°C

60 1197°C

1150°C

30

0 0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

Se [-]

Obr. 12 Závislost napětí na intenzitě deformace při simulaci válcování pásů na TŠP 1700 z IF oceli režimem pro IF ocel US STEEL. Simulaci předcházel ohřev 1240°C/10´-1200°C/1´. Intenzita rychlosti deformace byla cca 0,45 s-1. Po poslední deformaci byl vzorek ochlazen vodou (Q).

86

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

e (-)

Obr. 13 Porovnání Cu a mosazi Fig. 13 Comparison of copper and brass. .

8. Závěr o Zvládnutí optimální výrobní technologie ocelových pásů znamená prakticky realizovat nejnovější fyzikálně-metalurgické poznatky při znalosti mezních parametrů tváření s jejich aplikací na výrobní procesy. o Reprodukovatelné, přesně definované podmínky plastometrické fyzikální simulace velmi různorodých procesů tváření s následnou metalografickou, resp. i fraktografickou analýzou vysokoteplotních strukturních stavů, umožňují integraci historie procesu i jeho diferencování v důležitých charakteristických stavech. Takto lze nejen efektivním způsobem, ale i na vědeckém základě vyvíjet či optimalizovat proces tváření nejrůznějších materiálů. o Pro fyzikální modelování tváření kovů a experimentální studium strukturotvorných procesů, při výzkumu zákonitostí jejich plastické deformace i při vývoji nových, resp. optimalizaci stávajících

2



technologií tváření nejrůznějších materiálů a výrobků, lze velmi efektivně využít možnosti univerzálního, původně jen torzního plastometru SETARAM – VÍTKOVICE, který je řadu let úspěšně provozován v plastometrické laboratoři Výzkumu tváření, ve VÍTKOVICE – Výzkum a vývoj, spol. s r.o. Ostrava. o V posledním období proběhla rozsáhlá modernizace plastometru, zejména v oblasti jeho řízení, je to přechod ke kompatibilnímu PC ovládání. Plastometr byl také dovybaven dalším pyrometrem, díky kterému lze zkoušet i materiály s nižšími teplotami deformace. Na modernizovaném univerzálním plastometru SETARAM-VÍTKOVICE lze tedy provádět: - krutové zkoušky kontinuální nebo přerušované, tahové zkoušky, zkoušky kroucením s přídavným tahem a nově i zkoušky tlakem, - různé variace teploty (v rozmezí cca 300 °C až do teploty roztavení oceli) a rychlosti deformace (v řádech 10-4 až 10 s-1) a lze také podchytit vliv stavu napjatosti, - z výsledků zkoušek tvařitelnosti aplikaci na technologické procesy tváření za tepla, - z výsledků zkoušek analýzy deformačního chování, zejména stanovení mezní tvařitelnosti a přirozených deformačních odporů (PDO) v závislosti na tvářecích teplotách a rychlosti deformace, resp. na celé historií tvářecího procesu, - z výsledků zkoušek analýzy deformačního chování v podmínkách anizotermické přerušované deformace (APZ), za účelem stanovení oblasti monotónního a skokového působení změn deformačních teplot na PDO a stanovení tzv. dynamických bodů přeměn.

Poděkování: Tento příspěvek byl vypracován za finančního přispění MŠMT v rámci programu Výzkumného záměru č. MSM 258 708 0701 a č. MSM 6198910015. Literatura

[1]

[2]

[3]

[4] [5]

[6] [7]

SCHINDLER, I.; BOŘUTA, J.: Utilization potentialities of the torsion plastometer, ed. Department of Mechanics and Metal Forming Silesian Technical University, ISBN 83-910722-0-7, Katowice 1998, 106 s. BOŘUTA, J.; GEMBALOVÁ, P.; JÍLEK, L.; KUBINA, T.; RUSZ, S. History and present days of Materials Forming Research in VITKOVICE. In HADASIK, E.; SCHINDLER, I. (eds). Plasticity of Metallic Materials, Gliwice, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, 2004, s. 95 – 142. ISBN 83-7335-197-3. PECHMANOVÁ, J. a kol.: Metallographic and Plastometric Evaluation of Dynamic Recrystallization of Austenitic Steel X6CrNiTi18-10. In CO-MA-TECH, [CD-ROM.Trnava: STU Mtf, 2006]. PECHMANOVÁ, J.: Experimentální modelování plastické deformace austenitické oceli X6CrNiTi18-10, in TECHNAT, Svitavy 2005. SCHINDLER, I.; PODSTUVKA, D.; BOŘUTA, J.: A new software for determination of the activation energy at hot forming. In: CO-MAT-TECH 2003. STU Bratislava. Trnava 2003, s. 925-930. KOVÁČ, F., DZUBINSKY, M., BOŘUTA, J.: „Prediction of low carbon steel behaviour under hot rolling service conditions“, In Acta Materialia, vol.51, 2003, s. 1801 – 1808. SOVÁKOVÁ, I.; BOŘUTA, J.; KOVÁČ, F.: Modelovanie valcovania hlubokotažných ocelí v dvojfázovém oblasti, in OCELOVÉ PÁSY 96, Opava, 17. – 19. 9. 1996, s. 148 – 153.

Recenze: Prof. Ing. Jiří Kliber, CSc.

_____________________________________________________________________________________________

15. mezinárodní vědecká konference na téma PLASTICITA MATERIÁLŮ

Brno, Česká republika 10. 9. – 13. 9. 2008 www.fmm.vsb.cz/forming2008

87

Zkušebnictví, měřictví, laboratorní metody

Recommend Documents