Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava Fakulta metalurgie a materiálového inţenýrství Katedra tváření materiálu

Transkript

1 Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava Fakulta metalurgie a materiálového inţenýrství Katedra tváření materiálu BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Plastometrická simulace řízeného válcování a ochlazování bezešvých trubek z oceli 42CrMo Dalibor Lelkeš

2

3

4

5

6 Poděkování Tato práce vznikla v rámci řešení projektu FV10253 Výzkum a vývoj progresivních mikrolegovaných materiálů pro teplotně řízené válcování a ochlazování s následným zušlechtěním bezešvých trub pro pouţití v oblasti OCTG a strojním průmyslu financovaného Ministerstvem průmyslu a obchodu ČR. Na tomto místě bych chtěl poděkovat vedoucímu své bakalářské práce panu Ing. Petru Kawulokovi, Ph.D, za jeho odborné a velmi cenné rady. Také bych chtěl poděkovat Regionálnímu materiálově technologickému výzkumnému centru za moţnost vyuţití Simulátoru deformací za tepla HDS-20, se kterým jsem pracoval v rámci řešení mé bakalářské práce. Závěrem děkuji své rodině, za jejich podporu během mého studia.

7 Abstrakt Tato bakalářská práce se zabývá fyzikální simulací řízeného válcování a ochlazování bezešvých trubek z oceli 42CrMo4. Úkolem bylo simulovat termomechanické podmínky při děrování a prodluţování trubek o finálním průměru 273 mm s tloušťkou stěny od 6,3 do 40 mm a posoudit vliv doválcovacích teplot na strukturní a mechanické vlastnosti zkoumané oceli. Tyto fyzikální simulace byly provedeny s vyuţitím Simulátoru deformací za tepla HDS-20. Zvýšení tvrdosti zkoumané oceli vlivem sníţení doválcovacích teplot se zásadně projevilo především v případě doválcovací teploty 820 C, ale pouze u vzorků simulujících tloušťku stěny trubky 6,3 mm a 20 mm. Mikrostruktura těchto plastometricky zkoušených vzorků byla tvořena majoritně martenzitem, který doplňoval minoritní podíl bainitu. Zvolené doválcovací teploty však zásadním způsobem neovlivnily mikrostrukturu a tvrdost vzorků simulujících válcování bezešvých trubek s tloušťkou stěny 40 mm. Klíčová slova: bezešvé trubky, ocel 42CrMo4, fyzikální simulace válcování, Simulátor deformací za tepla HDS-20. Abstract This bachelor thesis deals with physical simulation of controlled rolling and cooling of the seamless tubes from steel 42CrMo4. The aim was to simulate the thermomechanical conditions during piercing as well as rolling in a pilger mill of the seamless tubes with the final diameter of 273 mm with the wall thickness from 6.3 to 40 mm and evaluate the influence of the finish rolling temperatures on microstructural and mechanical properties of the investigated steel. These physical simulations were performed with using of Hot Deformation Simulator HDS-20. Increasing the hardness of the investigated steel due to lower finish rolling temperatures significantly manifested especially in the case of the finish rolling temperature 820 C, but only for samples simulating the tube wall thickness of 6.3 mm and 20 mm. Microstructure of these plastometricaly tested samples was formed by majority share of martenzite and minority share of bainite. Chosen finish rolling temperatures fundamentally did not influence the microstructure and hardness of samples, which simulated rolling of seamless tubes with the wall thickness 40 mm. Key words: seamless tubes, steel 42CrMo4, physical simulation of rolling, Hot Deformation Simulator HDS-20.

8 Obsah 1. Úvod Teoretický rozbor Charakteristika bezešvých trubek Rozdělení trubek podle provedení Výchozí materiál Vlastnosti vybraných ocelí pouţívaných pro výrobu ocelových bezešvých trubek Pouţití bezešvých trubek Vybrané způsoby výroby bezešvých trubek Výroba dutých předvalků válcováním Rozválcování dutých předvalků podle Mannesmanna Stiefelův způsob rozválcování dutých předvalků Rozválcování trubek na spojitých válcovacích tratích Asselův způsob rozválcování dutých předvalků Diescherův způsob rozválcování dutých předvalků Výroba bezešvých trubek ve Válcovně trub TŢ a.s Cíle práce Plastometrické simulace válcování a ochlazování bezešvých trubek Popis experimentálních prací Charakteristika Simulátoru deformací za tepla HDS Vyhodnocení experimentálních prací Zpracování naměřených dat Metalografické analýzy deformovaných vzorků Tvrdost vzorků po plastometrických simulacích Diskuse získaných výsledků Závěr Seznam pouţité literatury... 34

9 1. Úvod Předloţená práce je zaměřena na plastometrické simulace řízeného válcování a ochlazování bezešvých trubek z oceli 42CrMo4. Řízeným způsobem válcování a ochlazování lze dosáhnout lepších materiálových a technologických vlastností bezešvých trubek. Touto cestou lze vyhovět stále větším poţadavkům zákazníků na kvalitu těchto výrobků. Válcování ocelových bezešvých trubek, se od jiných způsobů válcovaní liší hlavně tím, ţe je potřeba výchozí polotovary (sochory nebo případně ingoty) ohřát na velmi vysoké teploty z důvodu jejich následného děrování a prodluţování (bez meziohřevu) a také celková deformace je v tomto případě menší neţ je tomu například u válcování pásů [1-3]. Pro výzkum a ověření moţností řízeného válcování a ochlazování při výrobě bezešvých trubek se nabízí vyuţití laboratorních simulací, které jsou efektivní metodou optimalizace reálných provozních technologií válcování a umoţňují úsporu značných finančních nákladů (ve srovnání s experimenty prováděnými přímo ve válcovnách) [4, 5]. Laboratorní simulace byly v tomto případě prováděny na Simulátoru deformací za tepla HDS-20 s vyuţitím tlakových zkoušek s rovinnou deformací. Toto sofistikované laboratorní zařízení je instalováno v Regionálním materiálově technologickém výzkumném centru na Fakultě metalurgie a materiálového inţenýrství [6]. 1

10 2. Teoretický rozbor 2.1. Charakteristika bezešvých trubek Bezešvé ocelové trubky se vyrábějí především válcováním, přičemţ jejich maximální vnější průměr je 600 mm. Oproti tomu svařované ocelové trubky se vyrábějí aţ do průměru 1420 mm. Podle pouţité výrobní technologie lze rozdělit bezešvé trubky na válcované za tepla a za studena, redukované za tepla a za studena a podle provedení na hladké, závitové, s tvarovými konci, atd. Podle účelů pouţití a určitých nároků se přizpůsobují jednotlivé vlastnosti trubek. Týká se to jejich rozměrů, jakosti povrchu, mechanických a chemických vlastností, svařitelnosti apod. Některé z těchto vlastností jsou určeny především vlastnostmi oceli, ze kterých jsou trubky vyráběny. Jakost povrchu a například rozměrové vlastnosti, jsou zase dány výrobní technologií daného podniku [7, 8]. Rozměry bezešvých trubek jsou dány především jejich vnějším průměrem a tloušťkou stěny. U některých druhů trubek se můţe určovat tzv. světlost (vnitřní skladebný průměr). Přípustné tolerance (rozměrové úchylky) se týkají nejen tloušťky stěny a vnějšího průměru ale taky tzv. oválnosti. Oválnost trubek se určuje rozdílem největšího D max [mm] a nejmenšího vnějšího průměru trubky D min [mm] v libovolném místě jejího příčného průřezu [7]: (1) Mechanické vlastnosti se určují pomocí norem anebo technických podmínek, které jsou určovány podle způsobů pouţití. Především se klade důraz na pevnost, tvrdost, taţnost, vrubovou houţevnatost, zúţení (kontrakci) a mez tečení. U těchto výrobků jsou důleţité technologické vlastnosti. K zjištění těchto vlastností je zapotřebí technologických zkoušek, které jsou přizpůsobeny různým způsobům provedení mechanického zpracování trubek. Mezi nejobvyklejší zkoušky patří smáčknutí, rozhánění, lemování, zkouška na podélný ohyb a v poslední řadě zkouška vodním tlakem, která je určena pro trubky s velkým vnitřním tlakem plynů, pár a tekutin. Takto zkoušené vzorky většinou putují na následné metalografické hodnocení mikrostruktury [7, 8]. V současnosti patří výroba za tepla válcovaných bezešvých trubek mezi finančně nákladná odvětví v oboru tváření materiálu, ve srovnání s traťovou výrobou drátu, tyčí nebo pásů. Vzhledem k těmto okolnostem je kaţdý technologický postup, vedoucí ke sníţení 2

11 finanční náročnosti výroby za předpokladu stability kvalitativních parametrů, brán jako významný úspěch [8] Rozdělení trubek podle provedení Tímto provedením rozumíme úpravu povrchu a konců trubek. Mezi základní typy provedení bezešvých trubek se řadí trubky hladké, závitové, hrdlové trubky, atd. Nejčastěji jsou dodávány bezešvé trubky s hladkými konci, které jsou uříznuty kolmo k ose trubky a jsou zbaveny otřepu. Takto upravené konce jsou vhodné pro spojení svařováním, tím pádem se pouţívají zejména ke konstrukčním účelům. U tlustostěnných trubek se konce zkosí (viz obr. 1), aby provedení svaru, zejména provaření kořene, bylo dokonalejší. Trubky s takovou úpravou se mohou pouţívat například pro dálkový rozvod plynu a ropy [7]. V některých případech mohou být konce trubek opatřeny závity. Díky tomu lze tyto výrobky vzájemně spojovat pomocí nátrubků (obr. 2), případně lze jednu trubku našroubovat do druhé. Závitové trubky se nejčastěji uplatňují pro rozvod vody, plynu apod. V některých případech se konce trubek napěchují a následně se v této napěchované části vyřeţe závit [7]. Obr. 1. Hladké trubky se zkosenými konci Obr. 2. Závitová trubka s nátrubkem Pro stavbu kotlů se nejčastěji pouţívají trubky se zúţenými nebo rozšířenými konci. Příkladem takového provedení jsou například kouřové trubky, které mají jeden konec zúţený a druhý rozšířený. Konec hrdlových trubek je upraven do tvaru hrdla, v některých případech jsou takto upraveny oba dva konce. Provedení hrdel je velmi rozmanité podle toho, k čemu jsou trubky určeny, a také podle toho, jak velkému vnitřnímu přetlaku jsou vystaveny. 3

12 Přírubové trubky jsou vhodné pro rozvod vody, páry a vzduchu. Provedení přírub se určuje podle dopravované látky, teploty a tlaku. Tyto trubky lze také rozdělit podle spojení, a to na trubky s přírubami pevnými a s přírubami točivými Výchozí materiál Pro výrobu trubek se jako výchozí materiál nejčastěji pouţívají plynule lité polotovary (PLP), ingoty kruhového průřezu a předvalky kruhového průřezu. Z plynule litých polotovarů se pro výrobu trubek pouţívají převáţně kruhové sochory. Výhodou PLP ve srovnání s ingoty je přibliţně o 10 % větší výtěţek, tím pádem i úspora energie a nákladů. Další výhodou je příznivá makrostruktura a také lepší rozloţení vměstků. Nevýhodou plynule litých polotovarů spočívá především v citlivosti na licí podmínky a tím pádem i moţnosti vzniku povrchových (trhliny, výronky, ţebrování) a vnitřních (středová porózita, vycezeniny) vad [9]. Ingoty kruhového průřezu slouţí pro výrobu trubek větších rozměrů. Uplatňují se převáţně u výroby podle Mannesmanna, přičemţ nejmenší průměr ingotu nebývá menší neţ 250 mm. Délku celého ingotu lze stanovit pomocí zákona zachování objemu z hmotnosti trubky a technologického odpadu. Při návrhu rozměrů ingotu je potřeba počítat s opalem (většinou okolo 3 % celkové hmotnosti) a hlavovou částí, která bude před válcováním odříznuta, jelikoţ představuje nekvalitní materiál. Celková hmotnost celého ingotu většinou nepřekračuje 3 t. Pro výrobu bezešvých ocelových trubek, které následkem své ztíţené tvářitelnosti vyţadují předvrtané otvory, se pouţívají odstředivě lité duté ingoty. Většinou se jedná o vysokolegovanou feritickou ocel na bázi Cr a austenitické oceli na bázi Cr-Ni (popř. Mo, N, Mn). Výhoda odstředivého lití je zejména v úspoře kovu a zlepšení jakosti. Za pomocí odstředivé síly se struska a nekovové vměstky koncentrují na vnitřním povrchu odlitku, odkud se odstraňují pomocí mechanického opracování. Výsledná makrostruktura je jemnější s menším mnoţstvím pórů a ředin. K nevýhodám ingotů patří (podobně jako u PLP) povrchové a vnitřní vady. Trhliny na ingotech představují vţdy váţnou vadu, kterou je nutno před válcováním odstranit. Tyto vnější vady sahají do poměrně velké hloubky a jejich okolí je znečištěno likvacemi a segregacemi, takţe při válcování se trhlina šíří podél nečistot [9]. Jako poslední z uvedených jsou zde předvalky, které jsou výrobky předválcovacích tratí. Jejich určení je především na další zpracování na vývalky ve válcovnách. Pro válcování trubek se z předvalků pouţívají sochory s kruhovým průřezem. Válcují se na průměr 80 aţ 4

13 350 mm s odstupňováním 5 aţ 20 mm. V dovolených odchylkách průměru je přípustná oválnost a nerovnost povrchu (výronky) maximálně do výšky 1,5 % jmenovitého průměru [9] Vlastnosti vybraných ocelí používaných pro výrobu ocelových bezešvých trubek Oceli pouţívané v nejrůznějších strojírenských aplikacích, se nazývají konstrukční oceli. Tyto oceli mají mikrostrukturu tvořenou převáţně perlitem a feritem. Jako základní prvek se zde objevuje uhlík, společně s prvky jako jsou např. Al, V, Mo, Cr a Ti, které mají za úkol zvýšit tvrdost a pevnost [10]. Pro výrobu ocelových bezešvých trubek se pouţívají nejrůznější typy ocelí. Podle zvoleného typu ocelí určujeme pouţití trubek, mechanické vlastnosti, maximální hodnoty tvrdosti a pevnosti, prokalitelnost, tvářitelnost atd. Příkladem je ocel 42CrMo4, resp. nízkolegovaná ušlechtilá chrom-molybdenová ocel k zušlechťování. Zušlechťování, neboli kalení a následné popouštění, má za výsledek zvýšení pevnosti a tvrdosti. Tyto nízko legované oceli se pouţívají v kaleném a temperovaném stavu pro strojírenství a petrochemii. V petrochemickém průmyslu tvoří technická zařízení dopravující koncentrované kyseliny a plynné uhlovodíky. Hlavním důvodem jejich aplikace je vynikající vytvrzovatelnost v kombinaci s vysokou pevností a dobrou houţevnatostí [11]. Dalším typem je ocel P460N, která je podle EN klasifikována jako legovaná jakostní a ušlechtilá ocel. Oceli pro výrobu trubek musí být plně uklidněné a vyrobené vhodnou technologií pro dosaţení jemného zrna. Takové trubky musí být vyrobeny technologií tvářením za tepla, popřípadě dohotovením tvářením za studena. Pevnost těchto ocelí je v rozmezí od 560 do 730 MPa [11]. Normalizovaná mangan-vanadiová ocel 20MnV6 se vyznačuje zvýšenou mezí průtaţnosti a zlepšenou svařitelností a obrobitelností. Trubky z těchto ocelí jsou nejběţnější a nejpouţívanější pro výrobu hydraulických válců. Mez pevností těchto ocelí se pohybuje v rozmezí od 700 do 850 MPa [11]. Oceli s označením P91 a P92 jsou typickými představiteli ocelí pro výrobu trubek určených pro energetiku. Tyto typy ocelí bývají mikrolegované Cr v kombinaci s V nebo Nb s přísadou vhodného mnoţství dusíku. Náhrada vanadu niobem je dána cenovými rozdíly těchto legovacích prvků. Tyto varianty mají za úkol dosaţení jemnozrnné homogenní mikrostruktury po tloušťce stěny trubky. Trubky z těchto ocelí s obsahem C do 0,15% hm., a 5

14 velmi nízkým obsahem S (0,005%) a P (0,010%), jsou pouţívány také pro vedení kalů a ropy při těţbě v šelfových oblastech [11] Použití bezešvých trubek Ve vývoji výroby bezešvých trubek na území našeho státu nastal další podstatný pokrok po druhé světové válce. Zracionalizováním výroby se značně zvětšila výroba na starších výrobních zařízeních. Nově byla zahájena výstavba modernějších válcovacích tratí a zavedla se výroba nových druhů trubek, zejména trubek ze slitinových ocelí pro chemický průmysl, stavbu kotlů a ke konstrukčním účelům [12]. V dnešní době se ocelové bezešvé trubky často vyuţívají ve stavebních konstrukcích. Trubky jsou pro takové stavby velmi výhodné z důvodu lepších mechanických vlastností, zejména větší nosnosti při celkově niţší hmotnosti oproti otevřeným ocelovým profilům. Toto vyuţití nelze pominout ani z hlediska estetického a také z důvodu menší náchylnosti k únavě materiálu především silnostěnných ocelových trub. Ocelové trubky se dále uplatňují v energetickém a automobilovém průmyslu, kde tvoří základ pro nápravy a rámy nákladních automobilů a obráběných polotovarů vhodných ke sníţení hmotnosti u závěsných dílů. Například Válcovna trub TŘINECKÝCH ŢELEZÁREN a.s. vyrábí ocelové bezešvé trubky pro injektáţe a zakládání staveb, dále také pro stoţáry, konstrukce střech sortovních stadionů a letišť, konstrukce horských drah a v neposlední řadě také pro těţbu a zpracování ropy. Pro těţbu ropy a zemního plynu se pouţívají ocelové bezešvé trubky se závitem, které najdou uplatnění jako trubky pro podzemní zásobníky plynu, tlakové stanice ropovodů a centrální tankoviště ropy [12, 13]. Příklady pouţití bezešvých trubek jsou uvedeny na obr. 3 a obr. 4. Obr. 3. Konstrukce střechy Olympijského stadionu. Berlín [12] Obr. 4. Rafinérie Slovnaft a.s. Bratislava [12] 6

15 2.2. Vybrané způsoby výroby bezešvých trubek Postup výroby bezešvých trubek, s výjimkou výtlačného lisování, se dělí do dvou samostatných, ale na sebe navazujících operací. První operaci představuje výrobu tlustostěnných dutých polotovarů o průřezu mezikruţí z plného výchozího materiálu, na kterou následně navazuje další zpracování těchto polotovarů na hotové trubky poţadovaného průměru a tloušťky stěny [7]. Rozeznáváme několik technologických způsobů výroby bezešvých trubek: Mannesmannův (válcování na tratích s poutnickými stolicemi), Stiefelův (s podélným válcováním v kalibrech), spojité válcování trubek Asselův (válcování na tratích s tříválcovou stolicí), Diescherův (válcování na tratích s příčnými válci). Výroba bezešvých trubek je jedním ze speciálních odvětví hutní výroby. Rozvoj této technologie úzce souvisel s celkovým rozvojem hutního a strojírenského průmyslu v 19. století. První výroba trubek začala v Anglii, kde se trubky vyráběly svařováním na tupo anebo přeplátovaně. Přesto ţe se tato technologie zdokonalovala a začala se rozvíjet prakticky ve všech technicky vyspělých zemích, bylo potřeba výrobu upravit, jelikoţ svařované trubky nevyhovovaly náročnějším poţadavkům [7]. Vynález výroby bezešvých trubek válcováním, byl v té době převratem. První patent na výrobu byl sice udělen uţ v Anglii roku 1870, nicméně se myšlenka výroby bezešvých trubek válcováním uskutečnila aţ v roce 1885 v Německu, kde byl bratřím Mannesmannům udělen patent na výrobu. Technologie spočívala na principu válcování mezi šikmo poloţenými válci. Praktické vyuţití tohoto vynálezu bylo však realizováno teprve později, kdyţ byl původní způsob výroby příčným válcováním nahrazen válcováním na poutnické stolici. Teprve tehdy umoţnilo válcování vyrobit trubky tenkostěnné a dostatečně dlouhé [7, 14]. První bezešvé trubky se Mannesmannovým způsobem začaly vyrábět roku 1888 v Chomutově. O významu tohohle vynálezu svědčí fakt, ţe tato technologie je i po více neţ 100 letech velmi perspektivní. Bezešvé trubky se oproti trubkám svařovaným vyznačují vyšší spolehlivostí, a proto se častěji vyuţívají v ropném a plynařském průmyslu [7, 14]. 7

16 V současnosti se zaznamenává nový směr rozvoje výrobních technologií a válcovacích zařízení v souvislosti s poţadavky na úsporu kovů, energie a na ochranu ţivotního prostředí. Válcování je ekonomičtějším způsobem tváření, protoţe spojitostí procesů a vysokými rychlostmi zabezpečují vysokou produktivitu práce a dovoluje automatizaci deformačních procesů a jejich přímé řízení počítačem [9] Výroba dutých předvalků válcováním Duté předvalky s přesným kruhovým tvarem a stejnou tloušťkou stěny po obvodu i délce, jsou předpokladem pro úspěšné válcování bezešvých trubek. Předvalky musí být bez jakýchkoliv vnitřních vad, jakou jsou např. šupiny a trhliny. Důraz je kladen také na hladké konce a povrch bez zvlnění. Válcování probíhá mezi válci děrovacích strojů válcových, kotoučových, nebo na strojích s letmými válci (obr. 5 a obr. 6). Ve všech případech děrování válcováním jde vţdy o kosé válcování. Obr. 5. Výroba dutých předvalků kosým válcováním dle Mannesmanna [15] Obr. 6. Stiefelův způsob výroby dutých předvalků [15] Aby došlo v pásmu deformace k vytvoření vhodných napěťových podmínek, je tvar válců podobný tvaru komolých kuţelů. Mezi těmito válci je zasunut děrovací trn, který je nasazen do opěrné tyče uchycené v rámu děrovací stolice. Díky tomuto uloţení, se poloha děrovacího trnu během procesu děrování nemění. Příznivý stav napjatosti, který je vyvolán bočním tlakem pracovních válců a s nerovnoměrností plastické deformace při otáčení provalku, podporuje vznik dutiny. Dutý předvalek se při tomto procesu značně prodluţuje. Úspěšné děrování a správné rozměry dutých předvalků závisí na dobrém seřízení děrovacího stroje. Tyto stroje mají kromě děrovacích válců ještě dva opěrné neboli vodící horní a dolní válce. Seřízení děrovacího stroje znamená správné seřízení vzájemné polohy děrovacích a 8

17 opěrných válců vzhledem k ose děrování, sklonu os a vzájemnou vzdáleností děrovacích válců podle průměru a tloušťky stěny válcované trubky [7, 9] Rozválcování dutých předvalků podle Mannesmanna Mannesmannův způsob válcování, se také označuje jako válcování na tratích s poutnickými stolicemi. Základem tohoto způsobu je periodické podélné válcování mezi otáčející se dvojicí válců s kruhovým kalibrem (obr. 7). Připravený vyděrovaný polotovar je podélně periodicky vyválcován na tenkostěnnou trubku na tzv. poutnické stolici. Poutní stolice je tvářecí stroj, který je určen ke tváření materiálu do podoby dlouhých výrobků tlakem protilehlých kalibračních válců. Předvalek je nasazen na válcovitý trn, a uchycen v podávacím zařízení. Poutnické válce se otáčejí proti sobě v opačném smyslu, neţ v jakém probíhá postup válcování předvalků na trubku. V okamţiku, kdy v rovině průchodu jsou proti sobě prázdné části kalibrů poutnických válců, podává se provalek o určitou část dopředu, přičemţ se provalek včetně trnu natáčí o 90. Pak následuje záběr provalku a vyválcování části trubky. Při válcování se provalek s trnem posouvá zpět, takţe příslušný úsek trubky je vyválcován odválcováním, při němţ se dutý tlustostěnný provalek válcuje podobně mezi válci a trnem na konečnou tloušťku stěny trubky [9, 14]. Obr. 7. Schéma válcování na poutnické stolici [15] Stiefelův způsob rozválcování dutých předvalků Stiefelův způsob válcování neboli válcování na automatiku je velmi rozšířeným způsobem válcování ocelových bezešvých trubek. Základem válcování na automatiku je podélné válcování v kruhovém kalibru. Schéma válcování bezešvých trubek na automatiku je uvedeno na obr. 8. Kruhové kalibry jsou umístěny podél těla válců a pouţívají se pro různé 9

18 průměry trubek. Pracovní stolice je dvouválcová. Horní válec je stavitelný a trubka příslušného rozměru je válcována jedním kalibrem a to aţ třemi průchody. Po kaţdém průchodu se výrobek otočí o 90 podél své osy a na trnovou tyč se nasadí ochlazený snímatelný trn. Ke zpětnému pohybu provalku dojde za pomoci vratných válců po rozevření pracovních válců a vyjmutí trnu. Trubka, která vychází z automatiku, nemá po obrysu příčného průřezu rovnoměrnou tloušťku stěny. Proto je na řadě další výrobní operace, kde dochází k tzv. hlazení na hladícím stroji. Zde dochází k vyrovnání tloušťky stěny, vyhlazení rysek (vzniklé podélným válcováním) a vyhlazení vyvýšenin vzniklých po děrování. Závěrečnou výrobní operací je kalibrování. Kalibrovací stroje jsou pěti, nebo sedmistojanové, s těsným uspořádáním stojanů a se společným pohonem kalibrovacích válců. V posledních dvou aţ třech stojanech mají kalibry přesný kruhový obrys, který se rovná konečnému vnějšímu průměru trubky v teplém stavu [9, 14]. Obr. 8. Válcování na automatiku [14] Rozválcování trubek na spojitých válcovacích tratích K hlavním přednostem tohoto způsobu patří velké rychlosti válcování, které jsou zárukou velkých výkonů těchto tratí. Příznivé podmínky pro tyto výkony zaručuje poměrně jednoduchý výrobní postup, který je vhodný pro snadnou automatizaci. Základním znakem tohoto způsobu válcování je podélné válcování na válcovitém trnu na těsně za sebou umístěných kruhových kalibrech, kde dochází k postupnému zmenšování vnějšího průměru provalku viz obr

19 Obr. 9. Válcování na spojitých tratích [14] Rozměry válcovaných trubek jsou omezeny na trubky malých a středních rozměrů, hlavně z důvodu válcování na dlouhých válcovitých trnech, jejichţ největší průměr je omezen na 132 mm. Trubky vyrobené spojitým válcováním mají lepší jakost povrchu a rozměrové tolerance, neţ je tomu například u trubek vyválcovaných na poutnické stolici nebo na trati s automatikem. Vzhledem k velkému počtu válců a trnů, je potřeba velké zásoby těchto nástrojů, coţ není úplně nejlevnější varianta. Tyto tratě jsou vhodné pro výrobní programy s moţností válcování velkého mnoţství trubek jednoho rozměru, převáţně z důvodu náročné a nákladné přestavby. Spojité tratě se tedy mohou uplatnit v podmínkách specializované hromadné výroby. Mezi techničtější způsoby spojitého válcování bezešvých trubek, patří způsob válcování na dlouhém uchyceném trnu (MPM). Taková válcovna má 8 stojanů uspořádaných těsně u sebe, které jsou konstrukčně provedené tak, ţe osy válců svírají s vodorovnou rovinou úhel 45, coţ umoţňuje samostatný pohon jednotlivých párů válců [7, 9] Asselův způsob rozválcování dutých předvalků Tento způsob válcování je také nazýván jako válcování na tratích s tříválcovými válcovacími stolicemi. Principem je válcování na dlouhém trnu, který je se značnou vůlí zasunut do dutého předvalku. Tyto stolice mají tři mimoběţné válce otáčející se ve stejném směru (obr. 10). Příčně rozválcovaný dutý předvalek lze následně rozválcovat pomocí speciální kalibrace válců na hotovou tenkostěnnou trubku. Takto vyrobené trubky jsou přesně kruhové, soustředné a s menší oválností neţ u jiných způsobů válcování. Na tříválcových válcovacích stolicích lze dobře válcovat legované oceli, takţe se zde mohou válcovat trubky určené na kuličková loţiska. Asselův způsob válcování se vyznačuje především velkou výkonností. Tento způsob je vhodný pro značně členitý výrobní program, protoţe přestavba na jiný rozměr trubky je rychlá a nenáročná [7, 9]. 11

20 Obr. 10. Válcování na tratích s tříválcovými válcovacími stolicemi [15] Diescherův způsob rozválcování dutých předvalků Válcování trubek na stolicích s příčnými otáčejícími se kotouči, neboli Diescherův způsob, se nejvíce uplatňuje pro výrobu trubek středních a malých rozměrů, s průměry od 50 do 150 mm a nejmenší tloušťkou stěny od 2,5 do 3 mm. Pracovní stolice je opatřena dvěma kuţelovitými válci umístěnými vodorovně vedle sebe. Mimoběţné osy válců jsou nakloněny pod malým úhlem k vodorovné rovině, a tím pádem i k ose válcované trubky (viz obr. 11). Obr. 11. Stolice s příčnými otáčejícími se kotouči [15] 12

21 Po rozloţení obvodových sil získáme osové a tečné sloţky, díky kterým se provalek posouvá a získává rotaci. Válce mají mezi sebou ve svislé rovině umístěny dva kotouče, které se za pomocí samostatného pohonu otáčejí ve směru válcování. Posuvná rychlost provalku je zde menší neţ obvodová rychlost kotoučů [9]. Jako výchozí materiál se zde pouţívají sochory kruhového průřezu. Součásti této trati je dokončovací úsek s příčnými otáčejícími se kotouči, kde se trubky válcují na dlouhém válcovitém trnu. Délka tohoto trnu dosahuje na 10 aţ 15 m, na kterých je omezena i délka vyválcovaných trubek Výroba bezešvých trubek ve Válcovně trub TŽ a.s. Výrobní závod pro válcování trubek vznikl jiţ v rámci bývalých Vítkovických ţelezáren. V tomto podniku se trubky začaly vyrábět v prosinci roku 1883, kde se pouţívala technologie svařování na tupo v plynové peci. Tehdy šlo o první výrobu trubek Rakousko- Uherské monarchie. V roce 1896 začala výroba bezešvých ocelových trubek způsobem Erhardtovým, který byl roku 1908 nahrazen způsobem Stiefelovým, za osobní účasti tohoto vynálezce. K poslední důleţité přeměně v tomto podniku došlo v letech , kdy byly postaveny tratě Velký a Malý Mannesmann, které přetrvaly aţ do současnosti. Od roku 1999 se stala firma samostatnou akciovou společností vyčleněnou z koncernu Vítkovic. Jediným akcionářem byla do září 2005 firma ASTONIA, a.s. ze skupiny SHIRAN GROUP. Současným vlastníkem je firma TŘINECKÉ ŢELEZÁRNY, a.s. Na obr. 12 je znázorněn technologický postup výroby [12]. Mezi stěţejní výrobní sortiment provozu Válcovny trub v TŘINECKÝCH ŢELEZÁRNÁCH a.s., patří produkce za tepla válcovaných bezešvých trubek z konstrukčních nelegovaných a mikrolegovaných ocelí. Při výrobě těchto trubek je nutno přistupovat k následnému normalizačnímu ţíhání, které vede k prodlouţení výrobního cyklu a k zvýšení výrobních nákladů. Tento postup vede ke snaze nahradit tepelné zpracování řízeným ochlazováním [16]. Jako výchozí materiál se v této válcovně pouţívají plynule lité sochory kruhového průřezu, válcované sochory kruhového průřezu, kruhové ingoty a výkovky. Průměr, délka a hmotnost vsázky jsou dány průměrem, tloušťkou stěny a poţadovanou délkou hotové trubky. Příprava a kontrola vsázky je vedena tak, aby se materiál sadil do pece nejen podle rozměrů, ale také podle druhů ocelí [12]. 13

22 Obr. 12. Technologický postup výroby trubek [12] Ohřívací pece ve válcovně jsou karuselové neboli pece s otočnou nístějí. Teplota v peci a doba ohřevu materiálu se volí podle poţadované teploty děrování a také podle tepelné vodivosti materiálů. Doporučená doba ohřevu vychází se sledování výskytu povrchových vad, vzhledem k tomu je ohřev definován pro základní rozměry pouţívaných kontislitků. Základním předpokladem pro zajištění rovnoměrného a kvalitního ohřevu je dodrţení teploty pro jednotlivé skupiny oceli, rovnoměrný pohyb materiálu v karuselové peci (rychlost ohřevu) a celková doba ohřevu [12]. Po ohřátí předvalku v peci následuje doprava pomocí válečkového dopravníku k důlčikování. Tento proces slouţí k přesnému najetí děrovacího trnu do středu předvalku. Ohřátá vsázka je dopravena do svěrného zařízení, kde se pomocí kladiva ve tvaru kolíku 14

23 vytvoří důlek o délce cca 30 mm. Takto upravený předvalek putuje na děrovací zařízení, přesněji přímo do tzv. vběhového ţlabu [12]. Děrovací stroj je opatřen párem hnaných pracovních válců, které jsou povrchově chlazeny a jedním opěrným volně uloţeným válečkem. Pomocí tlačného zařízení je předvalek zaveden do děrovacího stroje, kde dojde k vyválcování, a jelikoţ je z druhé strany stroje do válcovaného materiálu natlačený děrovací trn, dojde k vytvoření dutého předvalku (obr. 13). Obr. 13. Výstup z děrovací stolice [14] Dutý předvalek nasazený na děrovací trn je pomocí kleští jeřábku dopraven k poutnické stolici (obr. 14), kde se po vsunutí trnu kruhového průřezu o délce poněkud větší, neţ dutý předvalek válcuje na hotový rozměr trubky. Obr. 14. Poutnická stolice [14] Poutnické válce se otáčejí proti sobě v opačném smyslu, neţ v jakém probíhá postup válcování předvalků na trubku. V okamţiku, kdy v rovině průchodu jsou proti sobě prázdné 15

24 části kalibrů poutnických válců, podává se provalek o určitou část dopředu, při čemţ se provalek včetně trnu natáčí o 90. Pak následuje záběr provalku a vyválcování části trubky. Při válcování se provalek s trnem posouvá zpět, takţe příslušný úsek trubky je vyválcován odválcováním, při němţ se dutý tlustostěnný provalek válcuje podobně mezi válci a trnem na konečnou tloušťku stěny trubky [12, 14]. Po této výrobní části putuje vyválcovaná trubka na traťovou pilu, kde se odřeţou oba roztřepené konce. Dále následuje dohřev v krokové peci, kalibrování a řízené ochlazování trubek. Mezi poslední výrobní operace patří zušlechťování, rovnání trubek na šikmoválcové rovnačce, řezání závitů, broušení vnitřního a vnějšího povrchu, lakování defektoskopie a následné skladování [12]. V tab. 1. Jsou uvedeny rozměry válcovaných bezešvých trubek. Tab. 1. Rozměry válcovaných bezešvých trubek Ocelové bezešvé trubky Hladké Naftovodné Pažnicové Vnější průměr 60,3-406,4 mm ,4 mm 177,8 337,8 mm Tloušťka stěny 5 65 mm 6 40,49 mm 7,92 15,11 mm Ocel se zde pouţívá legovaná i nelegovaná. Ve válcovně trub TŢ a.s. se válcují výrobky z širokého sortimentu ocelí a rozsáhlého rozměrového sortimentu dle norem API, ISO, EN, ČSN aj. Produkce výroby nejčastěji spadá do oblasti strojírenství, chemického průmyslu, výstavby produktovou, automobilového průmyslu a olejářského průmyslu, ve kterém mají dominantní postavení trubky Casing a Line pipe, určené pro těţbu ropy a zemního plynu [12]. 16

25 3. Cíle práce Cílem předloţené práce bylo prozkoumat, s vyuţitím anizotermických přerušovaných tlakových zkoušek s rovinnou deformací provedených na Simulátoru deformací za tepla HDS-20, vliv doválcovacích teplot na strukturní a mechanické vlastnosti bezešvých trubek z oceli 42CrMo4 o vnějším průměru 273 mm s tloušťkou stěny 6,3; 20 a 40 mm, které jsou v Třineckých ţelezárnách a.s. válcovány Mannesmannovým způsobem. 17

26 4. Plastometrické simulace válcování a ochlazování bezešvých trubek Efektivní metodou optimalizace technologií válcování jsou laboratorní simulace, které slouţí ke komplexnímu modelování stávajícího reálného procesu tváření materiálu. Metody tepelně řízeného válcování a chlazení se ve skutečnosti běţně pouţívají při válcování plochých nebo dlouhých válcovaných výrobků Výhodou těchto simulací je také ekonomické hledisko, a to především z důvodu vysoké finanční náročnosti pokusného válcování v provozních podmínkách. Laboratorní simulace lze rozdělit do dvou odvětví. Jako první jsou zde matematické simulace, jejímţ principem je vyuţití výpočtových programů, které pracují na bázi metody konečných prvků. V druhé řadě hovoříme o fyzikálních simulacích. K těmto simulacím lze vyuţít laboratorní válcovací tratě nebo specializované plastometry. Výhodou laboratorních válcovacích tratí je moţnost pouţití větších rozměrů zkoumaného vzorku, z čehoţ vyplývají moţnosti snadnějšího vyhodnocení nejen strukturních, ale i mechanických vlastností materiálu. Předností plastometrů je především jejich větší univerzálnost při volbě experimentálních podmínek. Simulace tvářecích procesů probíhají především za pomocí krutových, tlakových nebo tah-tlakových plastometrů. Pro simulace válcování prováděné na plastometrech typu Gleeble lze vyuţít anizotermické tlakové zkoušky, kterými lze simulovat deformaci materiálu v jednotlivých úběrech při daných teplotách a deformačních rychlostech. Tyto výsledky jsou následně pouţívány pro optimalizaci skutečného výrobního procesu tváření materiálu [6, 17]. Na Fakultě metalurgie a materiálového inţenýrství VŠB-TU Ostrava je k dispozici ucelený soubor laboratorního zařízení určený pro studium deformačního chování různých kovových materiálů za tepla, včetně sofistikovaného Simulátoru deformací za tepla HDS-20 a unikátních válcovacích tratí s bohatými experimentálními moţnostmi v oblasti základního i aplikovaného výzkumu [6] Popis experimentálních prací Ze zkoumané oceli 42CrMo4, jejíţ chemické sloţení je uvedeno v tab. 2, byly připraveny hranolovité vzorky o rozměrech 10 x 15 x 20 mm. Tyto vzorky byly následně deformovány, resp. místně stlačovány kovadly o šířce 5 mm, na Simulátoru deformací za tepla HDS-20. Aby simulace proběhla v plném rozsahu válcování bezešvých trubek, coţ 18

27 zahrnuje jak děrování, tak i rozválcování pomocí Mannesmannova způsobu, byly tyto vzorky elektricky odporově ohřívány rychlostí 5 C s -1 na teplotu 1290 C s výdrţí na této teplotě po dobu 5 minut. Vzorky byly následně deformovány třemi úběry. První úběr reprezentoval deformaci při děrování, druhý a třetí pak představoval deformaci na poutnické stolici. Simulace deformace na poutnické stolici byla rozdělena na dva úběry z důvodu simulace změny teploty deformovaného materiálu při provozních podmínkách válcování. Následně byly vzorky řízeně ochlazovány na teplotu 400 C. Parametry deformací v jednotlivých úběrech a rychlost finálního ochlazování deformovaných vzorků během plastometrických simulací jsou uvedeny v tab. 3. V meziúběrových pauzách probíhal řízený pokles teploty dle zvolených teplot jednotlivých deformací, resp. jednotlivých úběrů viz tab. 4. Tab. 2. Chemické složení oceli 42CrMo4 (v hm. %) C Mn P S Si Cu V Mo Cr Al 0,43 0,80 0,012 0,011 0,27 0,03 0,004 0,19 1,01 0,029 Tab. 3. Parametry deformací jednotlivých plastometrických simulací Simulace tloušťky stěny trubky Číslo úběru Velikost deformace Deformační rychlost Rychlost ochlazování (mm) (-) (-) (s -1 ) ( C s -1 ) 1 0,33 4,8 6,3 2 0,49 21,8 0,70 3 0,95 21,8 1 0,28 3, ,33 12,4 0,44 3 0,66 12,4 1 0,21 3, ,22 8,2 0,25 3 0,42 8,2 Tab. 4. Varianty simulovaných teplot deformací Varianty teplot v T1 T2 T3 jednotlivých úběrech ( C) ( C) ( C)

28 Meziúběrové pauzy byly pro všechny varianty simulovaných tloušťek stěn a doválcovacích teplot totoţné. Pauza mezi prvním a druhým úběrem trvala 60 sekund, resp. mezi druhým a třetím úběrem pauza trvala 10 sekund. Teplota představující teplotu děrování T1 ( C), byla ve všech případech rovna 1290 C. Teplota materiálu na vstupu do poutnické stolice T2 ( C) byla zvolena v rozsahu od 900 do 1050 C. Teplota představující doválcovací teplotu materiálu na poutnické stolici T3 ( C) byla zvolena v rozsahu od 820 do 970 C. Všechny vzorky byly po plastometrických simulacích podrobeny metalografické analýze a zkouškám tvrdosti podle Brinella Charakteristika Simulátoru deformací za tepla HDS-20 Součástí laboratorního vybavení Regionálního materiálově technologického výzkumného centra je Simulátor deformací za tepla HDS-20 (obr. 15). Simulátor je stavebnicový soubor zařízení, dodávaný společností Dynamic Systems Inc. z USA. Jeho hlavní součásti tvoří plastometr Gleeble 3800 a především simulační modul Hydrawedge II. Toto zařízení splňuje náročné poţadavky na dynamické tepelně mechanické zkoušení a simulaci reálných víceúběrových procesů tváření nebo tepelného zpracování kovových materiálů [6]. Obr. 15. Sestava simulátoru deformací za tepla HDS-20 [6] V případě vícestupňové simulace tváření se vyţaduje dodrţení konstantní rychlosti deformace v kaţdém kroku s okamţitým zastavením na konci příslušného úběru. Za účelem 20

29 splnění tohoto úkolu byl zkonstruován speciální výměnný modul Hydrawedge II. Výměnný modul Hydrawedge II, který je synchronizovaný s hlavní jednotkou Simulátoru deformací za tepla HDS-20, funguje jako flexibilní mechanická zaráţka viz obr. 16. Obr. 16. Schéma modulu Hydrawedge II [17] Hydraulický beran realizující deformaci zkoušeného vzorku je v podstatě zastavován nárazem do nepohyblivého předmětu. Výměnný modul Hydrawedge II se přednostně vyuţívá pro naprogramování přesných opakovaných úběrů, při kterých je nutné vzorkem pohybovat, protoţe se hydraulický beran zastaví vţdy ve stejném bodě. Díky tomu je moţno přesně řídit velikost deformace za současného samostatného řízení rychlosti deformace vzorku. Bez takovéhoto zařízení všechny rychlé servo-hydraulické stroje trpí značnými překmity přes zadané meze deformace, nebo se musejí před zastavením beranu zpomalit ve správné výšce vzorku (coţ neodpovídá simulovaným reálným procesům). V prvním případě jsou výsledkem úběry odlišné od naprogramovaných, zatímco ve druhém případě probíhají strukturotvorné procesy při významně niţších rychlostech deformace, neţ bylo ţádáno. Tyto faktory můţou zásadně ovlivnit finální mikrostrukturu [6, 17]. Na Simulátoru deformací za tepla HDS-20, resp. na modulu Hydrawedge II lze naprogramovat aţ 20 po sobě jdoucích úběrů o délce trvání min. 0,018, přičemţ lze tyto deformace realizovat při deformační rychlosti aţ 100 s -1. Další uţitečnou schopností je velmi přesné řízení teplotního reţimu v průběhu celé simulace, tj. ve fázi anizotermického tváření i následujícího řízeného ochlazování [6]. 21

30 Modul Hydrawedge II pracuje se dvěma základními typy vzorků, resp. lze na něm provádět dva typy tlakových zkoušek (viz obr. 17). Obr. 17. Průběh sil a deformací při válcování a při tlakových zkouškách na Simulátoru deformací za tepla HDS-20 a) Zkouška jednoosým tlakem, b) Zkouška s rovinnou deformací [17] Prvním typem jsou válcovité vzorky určené pro zkoušky jednoosým tlakem, které se vyuţívají především pro určování deformačních odporů materiálů (viz obr. 17a). Druhým typem jsou hranolovité vzorky, do kterých je zatlačováno kovadlo šířky 5 mm (viz obr. 17b). Tento typ vzorků se pouţívá pro anizotermické tlakové zkoušky s rovinnou deformací. Nedeformované oblasti vzorku plní funkci volných konců, které sniţují tok materiálu v příčném směru. Výsledkem je výhodný rovinný stav deformace, velmi podobný např. deformačním poměrům při podélném válcování. Flexibilita zařízení činí z modulu Hydrawedge II ideální nástroj pro optimalizaci technologií tváření z hlediska energosilového i z hlediska řízení finální struktury a komplexu mechanických vlastností [6]. 22

31 5. Vyhodnocení experimentálních prací 5.1. Zpracování naměřených dat Na obr. 18 je znázorněn graf vyjadřující průběh měřených teplot vybraných vzorků během plastometrické simulace válcování bezešvých trubek při variantě doválcovací teploty 920 C. Z uvedeného grafu je vidět, ţe velmi nízké rychlosti finálního ochlazování zkoumané oceli výrazně prodlouţily dobu trvání jednotlivých testů. Plastometrická simulace válcování a ochlazování bezešvé trubky s tloušťkou stěny 40 mm tedy trvala cca 45 minut. Na obr. 19 je znázorněn graf představující příklad průběhu teploty a deformace vzorku při jednotlivých úběrech v závislosti na časovém průběhu testu (simulace tloušťky stěny trubky 20 mm, doválcovací teplota 970 C). Z uvedeného grafu je patrné přesné řízení teplot zkoušených vzorků během plastometrických simulací. Obr. 18. Průběh teplot jednotlivých vzorků plastometrických simulací s variantou doválcovací teploty 920 C Obr. 19. Příklad průběhu teploty a deformace v závislosti na čase plastometrické simulace válcování bezešvé trubky s tloušťkou stěny 20 mm při variantě doválcovací teploty 970 C 23

32 Na obr. 20 je zobrazen vliv teplot deformací na deformační odpor zkoumané oceli při plastometrické simulaci válcování bezešvých trubek. Graf je znázorněn pro tloušťku stěny 6,3 mm se všemi čtyřmi variantami doválcovacích teplot. Z uvedeného grafu vyplývá, ţe sníţení teplot T2 a T3, tj. teplot simulujících rozválcování bezešvých trubek na poutnické stolici, vedlo ke zvýšení deformačního odporu zkoumané oceli aţ o cca 150 MPa. Tento graf také dokumentuje přesné řízení deformace v jednotlivých úběrech provedených plastometrických simulací. Na obr. 21 je uveden graf znázorňující příklad vlivu velikosti deformace na deformační odpor pro tloušťky stěn 6,3; 20 a 40 mm zkoumané oceli při plastometrických simulacích, provedených při 4. variantě simulovaných deformačních teplot (T2 = 1050 C, T3 = 970 C). Obr. 20. Vliv teploty deformace na deformační odpor při simulaci válcování trubek s tloušťkou stěny 6,3 mm Obr. 21. Vliv velikosti deformace na deformační odpor při 4. variantě simulovaných deformačních teplot 24

33 5.2. Metalografické analýzy deformovaných vzorků Všechny vzorky byly po plastometrických simulacích podrobeny metalografické analýze, která byla provedena s vyuţitím tradiční světelné mikroskopie. Zkoumána byla deformovaná část vzorku v příčném řezu, v polovině jeho délky. Na obr. 22 je uvedena mikrostruktura vybraných vzorků simulujících tloušťku stěny bezešvé trubky 6,3 mm. a) doválcovací teplota 820 C b) doválcovací teplota 870 C c) doválcovací teplota 920 C d) doválcovací teplota 970 C Obr. 22. Mikrostruktura vzorků po anizotermických tlakových zkouškách simulujících válcování bezešvé trubky s tloušťkou stěny 6,3 mm Při simulované doválcovací teplotě 820 C a 870 C byla mikrostruktura tvořena směsí martenzitu a bainitu. V případě vzorku deformovaného při doválcovací teplotě 820 C byl podíl martenzitu majoritní viz obr. 22a. Mikrostruktura vzorku deformovaného při doválcovací teplotě 870 C byla tvořena směsí martenzitu a bainitu viz obr. 22b. Mikrostruktura vzorků finálně deformovaných při teplotách 920 C a 970 C byla tvořena majoritně bainitem s minoritním podílem feritu viz obr. 22c a obr. 22d. Při simulované 25

34 doválcovací teplotě 970 C byl bainit uspořádán v poměrně hrubých blocích. Po intenzivní finální deformaci zřejmě nastal rychlý průběh statické rekrystalizace a před fázovou transformací ještě zřejmě došlo ke zhrubnutí austenitického zrna. Na obr. 23 je zobrazena mikrostruktura vybraných vzorků simulujících tloušťku stěny 20 mm. Při teplotě 820 C byla mikrostruktura tvořena majoritně martenzitem a velmi malým podílem bainitu viz obr. 23a. U všech zbylých vzorků simulujících tloušťku stěny 20 mm byla mikrostruktura tvořena především bainitem s minoritním podílem martenzitu a feritu. a) doválcovací teplota 820 C b) doválcovací teplota 870 C c) doválcovací teplota 920 C d) doválcovací teplota 970 C Obr. 23. Mikrostruktura vzorků po anizotermických tlakových zkouškách simulujících válcování bezešvé trubky s tloušťkou stěny 20 mm Na obr. 24 je představena mikrostruktura vzorků simulujících tloušťku stěny 40 mm. Ve všech čtyřech případech byla mikrostruktura plastometricky zkoušených vzorků tvořena směsí bainitu, feritu a perlitu, přičemţ podíl bainitu byl ve všech případech majoritní. Vliv doválcovací teploty byl v tomto případě eliminován malou celkovou výškovou deformací (e h(celk.) = 0,728) a velmi nízkou rychlostí ochlazování (0,25 C s -1 ). 26

35 a) doválcovací teplota 820 C b) doválcovací teplota 870 C c) doválcovací teplota 920 C d) doválcovací teplota 970 C Obr. 24. Mikrostruktura vzorků po anizotermických tlakových zkouškách simulujících válcování bezešvé trubky s tloušťkou stěny 40 mm 5.3. Tvrdost vzorků po plastometrických simulacích Tvrdost byla měřena podle Brinella (HBW) v polovině výšky deformované části vzorků viz obr. 25. Kulička o průměru 2,5 mm byla do materiálu vtlačována silou 1839 N, přičemţ kaţdý vzorek byl testován třikrát a následně byla stanovena průměrná hodnota jeho tvrdosti viz tab. 5. tl. stěny 6,3 mm tl. stěny 20 mm tl. stěny 40 mm Obr. 25. Příčný řez vzorků po plastometrických simulacích 27

36 Tab. 5. Naměřená data po měření tvrdosti. Simulovaná tloušťka stěny (mm) Doválcovací teplota T3 ( C) 6, , , , Vpich Průměr vtisku (mm) Tvrdost d1 d2 d d(vzorek) HBW 1. 0,611 0,604 0, ,628 0,628 0, ,643 0,647 0, ,679 0,699 0, ,694 0,698 0, ,68 0,688 0, ,888 0,884 0, ,857 0,857 0, ,913 0,912 0, ,06 0,966 1, ,892 0,927 0, ,883 0,891 0, ,603 0,615 0, ,603 0,618 0, ,605 0,62 0, ,846 0,856 0, ,859 0,864 0, ,85 0,854 0, ,926 0,924 0, ,885 0,891 0, ,886 0,894 0, ,854 0,853 0, ,853 0,864 0, ,861 0,848 0, ,862 0,862 0, ,862 0,87 0, ,862 0,871 0, ,84 0,865 0, ,852 0,867 0, ,854 0,867 0, ,859 0,851 0, ,859 0,863 0, ,851 0,857 0, ,875 0,89 0, ,883 0,887 0, ,884 0,89 0,887 0, , , , , , , , , , , ,

37 Vliv simulované doválcovací teploty a rychlosti ochlazování na tvrdost plastometricky zkoušených vzorků dokumentují obr. 26. a obr. 27. Zvýšení tvrdosti zkoumané oceli vlivem sníţení doválcovacích teplot se zásadně projevilo především v případě simulované tloušťky stěny 6,3 mm, resp. v případě simulované tloušťky stěny 20 mm a doválcovací teploty 820 C (viz obr. 26). Zvýšení tvrdosti plastometricky zkoušených vzorků simulujících válcování bezešvých trubek s tloušťkou stěny 6,3 a 20 mm doválcovaných při teplotě 820 C bylo dáno převaţujícím podílem martenzitu v mikrostruktuře, coţ potvrzuje fotodokumentace mikrostruktury uvedených vzorků viz obr. 22a a obr. 23a. Obr. 26. Vliv doválcovací teploty na tvrdost vzorků Obr. 27. Vliv rychlosti ochlazování na tvrdost vzorků 29

38 Vliv rychlosti ochlazování na tvrdost plastometricky zkoušených vzorků nebyl jednoznačný. V případě doválcovacích teplot 970 C a 920 C se tvrdost v závislosti na rychlosti ochlazování plastometricky zkoušených vzorků zásadně nelišila. Nejniţší rychlost ochlazování vzorků simulujících tloušťku stěny 40 mm v podstatě ţádným způsobem neovlivnila jejich výslednou tvrdost (viz obr. 26 a obr. 27). Překvapivě nejvyšší tvrdost vykazoval vzorek simulující tloušťku stěny trubky 20 mm ochlazovaný rychlostí 0,44 C s -1 z teploty 820 C (viz obr. 26 a obr. 27). Při ochlazování vzorků rychlostí 0,7 C s -1, simulujících tloušťku stěny 6,3 mm, došlo ke zvýšení tvrdosti v případě doválcovacích teplot 870 C a 820 C (viz obr. 26 a obr. 27). Z toho vyplývá, ţe tvrdost plastometricky zkoušených vzorků výrazně ovlivnily zvolené doválcovací teploty (především 820 C) v kombinaci s rychlostí ochlazování, která však byla dána simulací tloušťky stěny zkoumané bezešvé trubky. S uvaţováním rozptylu dat při měření tvrdosti lze konstatovat, ţe naměřené hodnoty odpovídají fázovému sloţení mikrostruktury jednotlivých deformovaných vzorků Diskuse získaných výsledků Výsledky plastometrické simulace válcování bezešvých trubek z oceli 42CrMo4 byly následně porovnány s výsledky simulace válcování bezešvých trubek z mikrolegované oceli X70, která byla jiţ dříve provedena při analogických parametrech deformace a ochlazování [1]. Autoři se v práci [1] také zabývali vlivem doválcovacích teplot na mechanické a mikrostrukturními vlastnosti oceli X70 při plastometrické simulaci válcování bezešvých trubek o průměru 273 mm s tloušťkou stěny od 6,3 do 40 mm. Mikrolegovaná ocel X70 obsahovala, ve srovnání se zkoumanou ocelí 42CrMo4, méně uhlíku (0,16 hm. %), více manganu (1,0 hm. %), výrazně méně chromu (0,2 hm. %) a byla navíc mikrolegovaná vanadem (0,05 hm. %) a niobem (0,03 hm. %). Menší obsah uhlíku a především chromu v oceli X70 měl za následek vznik mikrostruktury tvořené směsí feritu a perlitu bez přítomnosti zákalných fází viz obr. 28 (na rozdíl od oceli 42CrMo4). To se následně projevilo na tvrdosti plastometricky zkoušených vzorků z oceli X70, která byla ve srovnání s ocelí 42CrMo4, výrazně niţší viz obr. 29. Přítomnost zákalných fází v oceli 42CrMo4 v případě aplikovaných velmi nízkých rychlostí ochlazování plastometricky zkoušených vzorků je v souladu s transformačními diagramy oceli 42CrMo4 prezentovanými v pracích [18, 19]. 30

39 a) simulovaná tloušťka stěny 6,3 mm, doválcovací teplota 870 C b) simulovaná tloušťka stěny 20 mm, doválcovací teplota 870 C c) simulovaná tloušťka stěny 40 mm, doválcovací teplota 970 C Obr. 28. Mikrostruktura vzorků po anizotermických tlakových zkouškách simulujících válcování bezešvých trubek z oceli X70 [1] Obr. 29. Závislost tvrdosti na doválcovací teplotě pro ocel X70 [1] 31