JEDNODUCHÉ MODELY DEFORMAČNÍCH ODPORŮ A STRUKTUROTVORNÉ PROCESY PŘI TVÁŘENÍ ALUMINIDŮ ŽELEZA ZA TEPLA

Transkript

1 JEDNODUCHÉ MODELY DEFORMAČNÍCH ODPORŮ A STRUKTUROTVORNÉ PROCESY PŘI TVÁŘENÍ ALUMINIDŮ ŽELEZA ZA TEPLA SIMPLE MODELS OF DEFORMATION RESISTANCE AND STRUCTURE-FORMING PROCESSES IN HOT WORKING OF IRON ALUMINIDES Pavel Suchánek a Ivo Schindler a Petr Kratochvíl b Pavel Hanus b a VŠB-TU Ostrava, 17. listopadu 15, Ostrava-Poruba, ČR, pavel.suchanek@vsb.cz b TU Liberec,Hálkova 6, Liberec, ČR, pavel.hanus@tul.cz Abstrakt Byly vyvíjeny matematické modely středních deformačních odporů vybraných aluminidů železa v závislosti na teplotě a deformaci. Byly studovány a porovnávány čtyři podobné tavby s různým obsahem Cr, Ti a B (s následujícím chemickým složením v hm. %: M1 [Fe-16,5Al- 3,96Cr-0,24Ti-0,089B-0,01C], M2 [Fe-19,2Al-4,89Cr-0,68Ti-0,04C], M3 [Fe-16,8Al-4,00Cr- 0,063B-0,02C], M4 [Fe-18,4Al-4,94Cr-0,61Ti-0,070B-0,04C]). Ploché vzorky s odstupňovanou tloušťkou byly válcovány za tepla. Deformační odpory přepočítané z hodnot válcovacích sil, byly měřeny na laboratorní válcovací trati Tandem. Pomocí metalografického rozboru byly zkoumány postdynamické strukturotvorné procesy a náchylnost ke vzniku trhlin u zkoumaných aluminidů. Byly popsány rozdílnosti v deformačním chování a tvařitelnosti studovaných materiálů. Mathematical models of mean equivalent stress of selected iron aluminides depending on temperature and strain were developed. Four similar melts with various contents of Cr, Ti and B were studied and compared (their chemical compositions in wt. % as follows: M1 [Fe- 16,5Al-3,96Cr-0,24Ti-0,089B-0,01C], M2 [Fe-19,2Al-4,89Cr-0,68Ti-0,04C], M3 [Fe-16,8Al- 4,00Cr-0,063B-0,02C], M4 [Fe-18,4Al-4,94Cr-0,61Ti-0,070B-0,04C] ). Flat specimens with graded in size thickness were hot rolled. Deformation resistance was calculated from the roll force values that were measured in the laboratory rolling mill Tandem. Postdynamic structureforming processes as well as cracking susceptibility of the tested aluminides were investigated by metallography. Differences in deformation behaviour and formability of the studied materials were described. 1. ÚVOD Aluminidy železa na bázi Fe 3 Al jsou v zájmu zkoumání již mnoho let. Tyto slitiny mají relativně nízké materiálové náklady a nižší specifickou hmotnost, oproti drahým korozivzdorným ocelím, zaručují úsporu prvků jako jsou Cr, Ni, aj. Jejich pevnost v tahu je srovnatelná s mnoha ocelemi. Aluminidy železa mají vynikající odolnost v sulfidické a oxidické atmosféře zejména při vysokých teplotách a proto se předpokládá jejich použití např. pro konstrukční součásti v letectví, topné články, výměníky tepla, vybavení pro chemickou 1

2 výrobu, pro aplikace v roztavených solích, komponenty jaderných reaktorů, regenerátorové desky, výfukové systémy a jiné součástky spalovacích motorů atd. [1]. Oproti všem výše jmenovaným výhodám materiálů na bázi Fe 3 Al je problém v jejich přípravě a následném zpracování. Vyznačují se křehkostí při pokojové teplotě a poklesem pevnosti nad 600 C, což byly argumenty proti jejich aplikaci jako konstrukčních materiálů. V poslední době se věnuje pozornost zejména využívání antikorozních vlastností aluminidů železa při vysokých teplotách. Zásadním krokem je zvýšení creepové odolností těchto materiálů při a nad teplotou 600 C. Toho se dociluje aditivy, které vytváří stabilní fáze zpevňující materiál při teplotách použití. Na druhé straně se takto vzniklý deformační odpor může nepříznivě projevit při výrově takových komponent, např. při použití válcování za tepla. Předmětem této práce jsou právě úvodní pokusy se zjišťováním deformačních odporů aluminidů železa vytvrzených pro pozdější použití jako materiálů odolných vůči tečení při vysokých teplotách. 2. EXPERIMENT Byly studovány a porovnávány 4 tavby aluminidů železa podobného chemického složení s různými obsahy Cr, Ti a B, jak je uvedeno v Tabulce 1. Obsah chromu v rozmezí 2 5 at. % neovlivňuje základní mechanické vlastnosti aluminidu a má jen upravovat tvařitelnost materiálu při nižších teplotách [1,2]. Experiment byl rozdělen na dvě části. Nejprve byly zjišťovány střední přirozené deformační odpory (SPDO) na laboratorní trati Tandem, a následně pomocí metalografie zkoumány postdynamické strukturotvorné procesy zkoumaných aluminidů válcovaných na laboratorní stolici K350 [3]. Tabulka 1. Chemické složení zkoumaných aluminidů železa v hm. % / at. % Table 1. Chemical composition of investigated iron aluminides in wt. % / at. % Označení (description) Al Cr Ti B C M1 16,5/28,9 4,0/3,6 TiB 2 =0,33/0,76-0,01/0,04 M2 19,2/32,8 4,9/4,3 0,68/0,65-0,04/0,12 M3 16,8/29,3 4,0/3,6-0,06/0,27 0,02/0,08 M4 18,4/31,7 4,9/4,4 0,61/0,59 0,07/0,30 0,02/0, Zjišťování SPDO Experiment spočíval ve válcování vzorků s odstupňovanou tloušťkou čtyř aluminidů železa, které byly připraveny řezáním a broušením z výše uvedených intermetalik (Tabulka 1.). Vzorky byly pečlivě proměřeny a následně před válcováním na duo stolici A válcovací trati Tandem [3] nejprve předehřívány v elektrické odporové peci na teplotu 1300 C po dobu 20 minut. Poté byly vytaženy a na vzduchu volně chlazeny za současného měření povrchové teploty. Po dosažení požadované tvářecí teploty, byly vloženy do druhé elektrické odporové pece, kde byly ponechány 10 minut, aby došlo k vyrovnání teplot mezi povrchem a středem vzorku. Následně byly válcovány jedním úběrem (válce o průměru 159,3 mm se otáčely rychlostí N = 80 až 200 min -1 ) za současného zaznamenávání energosilových parametrů (viz. Obr. 1.), které byly využity pro přepočet na SPDO. Po vychladnutí provalku se změří šířka i tloušťka pro jednotlivé stupně vzorku; šíření závisí především na velikosti výškového úběru, tloušťka je ovlivněna velikostí válcovací síly (skok válců). Všechny uvedené veličiny se zapíší do excelovské tabulky a speciálním programem se přepočtou na hodnoty skutečné výškové deformace e h, střední deformační rychlost při válcování plochého vzorku [s -1 ] a SPDO σ s [MPa]. 2

3 Pro přepočet změřených veličin a výpočet SPDO se použilo následujících vzorců [4,5]: H 0 e h = ln (1) H1 kde H 0, resp. H 1 [mm] je vstupní, resp. výstupní tloušťka provalku v daném místě. 2 v e& = eh (2) 3 R v ( H H ) 0 1 kde v v [mm/s] je reálná obvodová rychlost válců o poloměru R [mm]. Člen R ( H 0 H 1 ) reprezentuje délku pásma deformace při válcování, tedy l d [mm]. Hodnota SPDO se určí jako: F v σ s = (3) QFv ld Bs kde F v [N] je válcovací síla, Q Fv je tvářecí faktor odpovídající konkrétní válcovací stolici [6], B s =(B 0 +B 1 )/2 [mm] je střední šířka provalku v daném místě (průměr z jeho šířky před a po válcování). Válcovací síla [kn] eh = 0,31 0,32 0,35 0,44 0,45 0,5 0,61 0,62 0, C 1020 C 1140 C 0 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 Čas [s] Obr. 1. Srovnání velikostí válcovacích sil u slitiny M1 pro různé tvářecí teploty Fig. 1. Comparison of roll forces in case of selected samples from M1 alloy for various forming temperatures Výsledná rovnice pro popis SPDO má umožnit rychlou predikci energosilových parametrů při adaptivním řízení válcovací tratě. Na základě předchozích zkušeností [7] byl zvolen jednoduchý model pro popis SPDO zkoumaného materiálu v závislosti na deformaci (s uvažováním zpevňování i dynamického odpevňování), teplotě a rychlosti tváření. Konkrétní konstanty v tomto modelu jsou stanovovány metodami vícenásobné nelineární regrese, a to za využití statistického programu Unistat 5.5. Výsledkem je rovnice v následujícím tvaru: B D σ = A e exp( C e ) e& exp( G T ) (4) s c h h kde σ s-c je predikovaný (dle vyvinutého modelu kalkulovaný) SPDO. Při výpočtu materiálových konstant A... G v rovnici typu (4) se v případě zpracování dat týkajících se slitin M1, M2, M3 a M4 přišlo na to, že bez zaznamenatelného snížení přesnosti 3

4 lze daný vztah zjednodušit vyloučením deformačního členu. Výsledkem matematického zpracování pak byly následující jednoduché modely: & 0,032 ( 0, T) ( 0, T) ( 0, T) ( 0, T) σ s c = 2017 e exp M1 (5) σ s c = 6763 e& exp M2 (6) σ s c = 4954 e& exp M3 (7) 0,083 σ s c = 8832 e& exp M4 (8) Zjednodušené modely středních přirozených deformačních odporů dle vztahů (5) až (8) neobsahují parametr deformace, jenž je v dostatečné míře zastoupen v parametru deformační rychlosti viz vzorec (2), jak bylo zjištěno a ověřeno již i dřívějšími experimenty [8]. Přesnost získaných modelů je následně hodnocena jednoduše definovanou relativní chybou (σ s σ s-c ) / σ s 100 [%], kde σ s je z válcovací síly určená a σ s-c vypočtená hodnota SPDO. Hodnocení přesnosti získaného matematického modelu SPDO je založeno na porovnání relativní chyby v závislosti na teplotě, deformaci případně deformační rychlosti. Relativní chyby nepřesáhly hodnot cca 10 % u slitin M1 a M3, respektive 7 % u slitin M2 a M4, což je pro dané účely zcela postačující. Hodnoty SPDO vypočtené podle odvozených modelů umožňují porovnat rozdílné deformační chování slitin M1 až M4. Pro tento účel byly vytvořeny grafy na Obr. 2. Je zřejmé, že slitiny M2 a M4 vykazují strmější nárůst SPDO s rostoucí velikostí aplikované deformace oproti slitinám M1 a M3, avšak dosahují deformačních odporů cca o 20 až 30 MPa nižších. U slitin M2 a M4 rovněž výrazněji klesá SPDO s rostoucí tvářecí teplotou. Obr. 2. Porovnání chování M1, M2, M3 a M4 v závislosti na deformaci e h a teplotě T Fig. 2. Comparison of behaviour of M1, M2, M3 and M4 in dependence on strain e h and temperature T 2.2 Hodnocení mikrostruktury Použité tvářecí teploty pro všechny 4 aluminidy byly 900 C, 1100 C a 1300 C, a pro slitinu M3 navíc teplota 1200 C. Vzorky byly válcovány jedním úběrem na stolici K350 v uspořádání kvarto, jejíž pracovní válce o průměru 64 mm se otáčely rychlostí 80 min -1. Válcovací mezera byla nastavena tak, aby velikost výškové deformace odpovídala ε h = 0,33. Ihned po válcování byly aplikovány tři režimy ochlazování: 5 min výdrž na teplotě tváření, pak ihned zakaleno do oleje; 1 min výdrž na teplotě tváření, pak ihned zakaleno do oleje; ihned zakaleno do oleje. a pomocí metalografie byla hodnocena výsledná struktura, jak dokumentují Obr. 3. a 4. 4

5 a) M C / kaleno do oleje (oil quenching) b) M C / 1 min, kaleno do oleje (oil quenching) c) M C / 5 min, kaleno do oleje (oil quenching) Obr. 3. Srovnání vývoje struktury u M3 v závislosti na způsobu ochlazování z T = 1100 C Fig. 3. Comparison of structure development in case of M3 depending on schedule of cooling from T = 1100 C Na Obr. 3. je uveden příklad vývoje struktury v závislosti na způsobu ochlazování u vybraného aluminidu železa M3. Dokumentuje skutečnost společnou pro všechny čtyři zkoumané materiály, že k rekrystalizaci docházelo až po výdrži na teplotě. 3. DISKUSE S využitím laboratorního válcování plochých vzorků s odstupňovanou tloušťkou byly po přepočtu z válcovacích sil získány hodnoty σ s aluminidů železa M1, M2, M3 a M4, a to v rozsahu skutečných (logaritmických) deformací e h od 0,20 do 0,76; z nich vycházely deformační rychlosti é od 20 do 96 s -1. Teploty tváření T byly v rozsahu: C. Experimenty byly prováděny v širším rozsahu teplot ( C), avšak matematicky se je nepodařilo popsat v celém rozsahu zvláště při nižších teplotách se materiály chovaly odlišněji, zřejmě vlivem probíhající fázové transformace. Modely SPDO aluminidů železa M2 a M4 vykazovaly vyšší citlivost na změnu tvářecích podmínek (jak na změnu velikosti deformace, tak i tvářecí teploty) oproti slitinám M1 a M3, což je patrné z Obr. 2. Důvody by se měly hledat v přítomnosti různých fází po tepelné historii, jíž každý z materiálů prošel a tedy v přítomnosti a morfologii fazí, jejichž vznik souvisí s přítomností použitých aditiv. Rozdíl mezi jednotlivými materiály M1 až M4 souvisí zejména v rozdílnosti fází, které v těchto materiálech při TMZ vznikají. To ovlivní jednak rekrystalizaci (blokování pohybu rozhraní zrn), jednak vlastní deformaci při válcování přítomností překážek. Pnutí podél hranic zrn silně obsazených heterogenními fázemi může způsobit interkrystalický lom, jak by to mohlo být u materiálu M3. Ve sledovaných materiálech jsou zjištěny následující fáze [9]: M1: částice TiB 2 podél hranic zrn a uvnitř zrna, neidentifikované částice bohaté na Cr (bez Ti) na hranicích M2: částice s Ti, převážně TiC M3: částice Fe 3 B, které se při vyšších teplotách rozpouštějí M4: vznikají částice stejné jako u M1, jen snad morfologicky odlišné. Charakteristické konfigurace fázi u rozhraní jsou na Obr. 5. 5

6 M1 M2 M3 M4 Obr. 5. Charakteristické konfigurace fází u rozhraní Fig. 5. Charakteristic configuration of phases along the boundary Co se týče přesnosti odvozených modelů SPDO, pro slitinu M1 vyšla odmocnina střední kvadratické chyby 17,3 a hodnota R 2 = 0,91; pro slitinu M2 analogické veličiny 6,1 a 0,97; pro slitinu M3 9,9 a 0,95; pro slitinu M4 10,1 a 0,95. Vítané je, že rozptyl odchylek experimentálních a dle rovnic (5), (6), (7) a (8) zpětně vypočítaných hodnot SPDO je v celém rozsahu rovnoměrný (a navíc tyto relativní odchylky nepřesahují tyto chyby hodnot cca ±10 % u M1 a M3, respektive ±7 % u M2 a M4). Jako nejlepší způsob tváření z hlediska rekrystalizace struktury se jevilo válcování při teplotě 1100 C s následnou výdrží po dobu 1 a 5 minut na téže teplotě viz. Obr. 3b,c) a Obr. 4c). Na okrajích vzorků došlo ke zjemnění struktury vlivem rekrystalizace. Doba 5 minut výdrže se pak jeví lépe z pohledu množství rekrystalizovaných zrn. Válcování při teplotě 900 C vedlo jen k mírným rekrystalizačním procesům, což je patrné na snímku na Obr. 4b). Válcování při 1300 C nevedlo ke zjemnění zrna. Po válcování s následnou výdrží na teplotě došlo k úplné rekrystalizaci a následnému zhrubnutí zrn na původní velikost (jako výchozí stav), srovnání snímků na Obr. 4a) a 4d). 6

7 a) M2 výchozí stav (initial state) b) M2 900 C / 5 min, kaleno do oleje (oil quenching) c) M C / 5 min, kaleno do oleje (oil quenching) d) M C / 5 min, kaleno do oleje (oil quenching) Obr. 4. Struktura vybraných vzorků aluminidů železa Fig. 4. Structure of selected samples of iron aluminides Obr. 6. Materiál M3 900 C / 5 min, kaleno do oleje Fig. 6. Material M3 900 C / 5 min, oil quenching Jak je patrné z grafů na Obr. 2., materiál M3 vykazoval nejvyšší deformační odpory za nízkých teplot. To může být způsobeno absencí změkčení vlivem rekrystalizace, jež u tohoto materiálu probíhá pravděpodobně při vyšších teplotách, než u zbylých 3 aluminidů. Toto tvrzení můžeme dokumentovat snímkem na Obr. 6., kdy je struktura vývalku tvořena velkými ve směru válcování protaženými zrny, tedy nerekrystalizovaná struktura. Oproti tomu na Obr. 4b) je patrné zjemnění struktury na okrajích vývalku v důsledku rekrystalizace, přičemž oba vzorky na Obr. 4b) i Obr. 6., byly válcovány při teplotě 900 C a podrobeny stejnému ochlazovacímu režimu (5 min výdrže na teplotě a následné zakalení do oleje). Výzkum probíhal v rámci řešení výzkumných záměrů MSM a MSM (MŠMT ČR). 7

8 LITERATURA [1] DEEVI, S.C., SIKKA, V. K. Intermetallics 4, 1995, 357 s. [2] McKAMEY, C.G., DEVAN, J.H., TORTOREILI, P.F., SIKKA, V.K. A review of recent developments in Fe 3 Al-based alloys, J. Mater. Res., 1991, 6, č. 8, s [3] [4] KREJNDLIN, N. N. Rasčot obžatij pri prokatke cvetnych metallov. Metallurgizdat, Moskva [5] SCHINDLER, I., MAREK, M. Plasticity of metallic materials, deformation behaviour, structure development, testing, modeling. Editoři E. Hadasik a I. Schindler. Publishers of the Silesian university of technology. Gliwice S. Kapitola 6, plasticity, deformation behavior and structure development of metallic materials studied by laboratory rolling, s [6] KUBINA, T., SCHINDLER, I., BOŘUTA, J. Příspěvek k problematice matematického popisu tvářecího faktoru při válcování. In FORMING Katowice : Politechnika Śląska, 2001, s [7] SCHINDLER, I., MAREK, M., DÄNEMARK, J. Jednoduchý model středních přirozených deformačních odporů, získaný laboratorním válcováním za tepla. Hutnické listy, 2002, 57, č. 6-8, s [8] SCHINDLER, I. et al. Modely deformačních odporů aplikovatelné při válcování pásu ze zinkové slitiny za polotepla, In Metal 2006, Ostrava, 2006, on CD-ROM. [9] KOMENDA V. Diplomová práce, UK MFF Praha